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UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID
E.T.S. DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS
DE MADRID
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA Y MORFOLOGÍA DEL TERRENO
DETERMINACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DE FRICCIÓN EN EL
CONTACTO SUELO-GEOTEXTIL A DIFERENTES SUCCIONES,
MEDIANTE EQUIPOS DE LABORATORIO SINGULARES
TESIS DOCTORAL
ENRIQUE ASANZA IZQUIERDO
Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos, U. P. M.
MADRID, 2009
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UNIVERSIDAD POLITÉCNICA DE MADRID
E.T.S. DE INGENIEROS DE CAMINOS, CANALES Y PUERTOS
DE MADRID
DEPARTAMENTO DE INGENIERÍA Y MORFOLOGÍA DEL TERRENO
DETERMINACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DE FRICCIÓN EN EL
CONTACTO SUELO-GEOTEXTIL A DIFERENTES SUCCIONES,
MEDIANTE EQUIPOS DE LABORATORIO SINGULARES
TESIS DOCTORAL
ENRIQUE ASANZA IZQUIERDO
Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos, U. P. M.
Directores de Tesis:
JESÚS SÁEZ AUÑÓN Dr. en Ciencias Físicas
ANTONIO SORIANO PEÑA Dr. Ingeniero de Caminos, Canales y Puertos
MADRID, 2009
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Título de Tesis
DETERMINACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DE FRICCIÓN EN EL
CONTACTO SUELO-GEOTEXTIL A DIFERENTES SUCCIONES, MEDIANTE
EQUIPOS DE LABORATORIO SINGULARES
Autor: D. Enrique Asanza Izquierdo
Directores: D. Jesús Sáez Auñón
D. Antonio Soriano Peña
Tribunal nombrado por el Mgfco. y Excmo. Sr. Rector de la Universidad
Politécnica de Madrid, el día ......... de ………………… de 2009.
Presidente: ....................................................
Vocal 1º D. : ..................................................
Vocal 2º D. : ..................................................
Vocal 3º D. : ..................................................
Secretario D. : ................................................
Realizado el acto de defensa y lectura de la tesis el día ....... de .................
de 2009 en ........................ , los miembros del Tribunal acuerdan otorgar
la calificación de: .....................................................................................
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RESUMEN
Este trabajo de investigación ha consistido en el diseño, ajuste y puesta en
servicio de dos equipos de laboratorio singulares, que permiten determinar la fricción
movilizada en la interfaz entre un suelo y un geotextil en condiciones no saturadas.
Si bien la concepción mecánica básica de los equipos difiere poco de la caja de corte
de Casagrande (se han empleado cajas de 60x60mm), la innovación en ambos
equipos consiste en que el ensayo se realiza en condiciones no saturadas, con control
de la succión, que en la práctica equivale al control de la humedad. Para ello, se han
adaptado a dichos equipos las técnicas de control de la succión de suelos no
saturados. Estas técnicas se han adaptado con éxito a equipos de medida de la
deformación y resistencia de suelos, pero no hay experiencia de aplicación a la
interacción entre suelos y geosintéticos.
Uno de los equipos de fricción se ha concebido para incorporar la denominada
técnica del “control de la presión de vapor”, en virtud de la cual la succión se regula
a través de la humedad relativa impuesta por una solución acuosa en la atmósfera de
la célula de ensayo. Esta técnica permite el control de la succión total, pero sólo es
aplicable para valores de succión muy elevados (>2 MPa). El otro equipo de fricción
se ha adecuado a la técnica de “traslación de ejes”, en concreto, usando una
membrana de celulosa, que permite el flujo de agua pero no de aire. En esencia, se
logra crear una succión de modo indirecto, aumentando la presión del aire y
manteniendo el agua a presión atmosférica. Pese a que esta técnica no reproduce el
estado real de un suelo no saturado, su validez está muy contrastada. La técnica de
“traslación de ejes” resulta ventajosa, al permitir el control de la succión en casi todo
el rango de succiones de interés geotécnico (entre 0 y ≈10 MPa), aun cuando sólo
permite el control de la succión matricial.
Para la fase experimental se han empleado muestras remoldeadas de una arcilla
expansiva (formada por “peñuela” más un 7% de montmorillonita sódica), con
LL=74%, IP=37%, un hinchamiento libre del 14 %, una presión de hinchamiento de
0,31 MPa y una succión inicial de 1,9 MPa. Los ensayos de fricción se han realizado
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entre dicho suelo y 3 tipos de geotextiles de PP no tejidos agujeteados. Uno de ellos
incorpora un refuerzo de cordones de PET. Se han realizado series de ensayos con
succiones totales entre 2 y 20 MPa, y succiones matriciales entre 5 kPa y 1 MPa.
También se ha valorado el fenómeno de “rotura capilar” causado por los geotextiles
embebidos en la masa del suelo y se han obtenido las curvas características de los
geotextiles. Finalmente, en la interpretación de los ensayos, se ha incorporado el
efecto de la succión en la determinación de la eficiencia en la interfaz de ambos
materiales.
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ABSTRACT
This research comprises the design, adjustment and setting up two novel
laboratory apparatuses, which provide the measurement of the mobilized friction at
the interface between a soil and a geotextile, both subjected to unsaturated
conditions. Even though some features of the mechanical layout of both devices and
Casagrande´s shear box are much alike (in this case, the size of the boxes is 60 x 60
mm), the original feature is that the samples are tested under unsaturated controlled
conditions, i. e., with control of water content, by means of the techniques for
unsaturated soils. These techniques have been successfully adapted for equipment for
testing both deformation and shear strength. However, hardly no references have
been found in connection with soil-geosynthetic interaction.
One of the friction apparatuses has been devised to be suitable for the “vapour
pressure control” technique. The suction is controlled by the relative humidity within
the cell atmosphere, that in turn, is governed by the concentration of a water solution.
This procedure allows the control of total suction, being accurate, though, only for
values higher than 2 MPa.
The other apparatus has been devised to be suitable for the “axis translation
technique”, in particular, when using a cellulose membrane, which allows only water
to flow through. It essentially consists of applying suction indirectly, by raising air
pressure and keeping water at atmospheric pressure. Even though this technique do
not generate the actual state of an unsaturated soil, it has been widely verified. In
addition, this technique has become very valuable, as it allows a proper control of
suction in most of the range of geotechnical practice (between 0 to 10 MPa), despite
it is only capable of controlling matric suction.
The tests program was carried out with remoulded samples of an expansive
clay (locally known as “peñuela”) with 7% of sodium montmorillonite, yielding
LL=74 %, PI=37%, free swelling of 14 %, swelling pressure of 0,31 MPa and initial
suction of 1,9 MPa. The friction tests comprised this soil and 3 different non-woven
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needle-punched PP geotextiles. One of them is reinforced by PET yarns. Tests
subjected to total suctions ranged between 2 and 20 MPa, and those subjected to
matric suctions, between 5 kPa and 1 MPa. In addition, an insight of the “capillary
break” effect caused by geotextiles embedded in the soil mass is included and the
characteristic curves of the geotextiles have been obtained. Lastly, as a result of this
research, the determination of the interface efficiency becomes suction-dependent.
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AGRADECIMIENTOS
Esta investigación se inició en 1999 con motivo de un convenio de investigación
suscrito entre el CEDEX y la empresa Polyfelt Geosynthetics Iberia, cuando yo trabajaba
como becario en el Laboratorio de Geotecnia. La presente Tesis Doctoral es fruto de una
línea de investigación sugerida por Jesús Sáez, a la sazón Jefe de Área de dicho
Laboratorio, codirector de la presente Tesis Doctoral. Dicha línea de investigación tuvo
gran acogida, tanto por los responsables de Polyfelt (actualmente, Tencate Geosynthetics
Iberia), Carlos Sánchez, Klaus Oberreiter y Philippe Delmas, como por el entonces
Director del Laboratorio, Vicente Cuéllar. A todos ellos les debo ese primer impulso.
Desde entonces, he contado con la continua colaboración de Jesús Sáez. Mención muy
especial merecen: Antonio Soriano, Catedrático de Geotecnia de la E.T.S.I.C.C. y P. de
la U.P.M. y codirector de esta Tesis, quien me ha prestado total apoyo y orientación
siempre que lo he necesitado y me ha alentado en estos últimos meses tan intensos; José
Luis Cuenca, Director Técnico de Tencate Geosynthetics Iberia, quien puso a mi
disposición información corporativa, materiales y ensayos de contraste de sus productos;
José Manuel Martínez, Jefe de Área del Laboratorio de Geotecnia, quien siempre se
interesó por esta investigación y me ha aportado observaciones fundamentales relativas a
la interacción suelo-geosintético; Fernando Pardo de Santayana, actual Director del
Laboratorio de Geotecnia del CEDEX, que ha respaldado activamente la consecución de
esta investigación; Alcibíades Serrano y Claudio Olalla, quienes acaso deberían figurar
en primer lugar; con ellos di los primeros pasos en la investigación geotécnica, de los
que guardo un recuerdo imborrable. El ”empujón” determinante para finalizar retos
como éste me lo dio Claudio en diciembre de 2008.
Por otra parte, en este trabajo he contado, para la realización de algunos ensayos,
con la ayuda de José Luis Gómez, Clemente Arias, José Luis Toledo y de Antonio Nieto;
para la clarificación de ciertos conceptos de química, con Rafael Rodríguez; para el
trabajo bibliográfico, con Encina Polo y Eva Rodríguez; y para la edición, con Augusto
Carqués. Durante estos años he tratado con numerosos investigadores en este
Laboratorio, lo cual ha sido muy enriquecedor. Como citar a todos resulta una tarea
imposible, sirvan estas líneas de gratitud. Merecen un especial reconocimiento mis
compañeros del café de las 10 y los de la U.A.X.
Por último, la comprensión y constante ánimo de Miriam, así como el apoyo de mi
familia, han sido indispensables para la consecución de este trabajo.
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Para Miriam y Marco
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ÍNDICE
1. INTRODUCCIÓN Y ANTECEDENTES DE LA INVESTIGACIÓN 1
1.1 Introducción 1
1.2 Antecedentes de la investigación 6
2. OBJETIVOS 10
3. MEDIOS NO SATURADOS; TÉCNICAS DE CONTROL 11
3.1 Succión total, matricial y osmótica 11
3.1.1 Concepto de succión. Evolución
3.1.2 Planteamiento termodinámico; energía libre
3.1.3 Energía libre y potencial
3.1.4 Campos de fuerzas intervinientes: matriciales y osmóticas
3.1.5 Potenciales asociados a los campos de fuerzas
3.1.6 Potencial total y succión
3.2 Relación entre la succión y la humedad en suelos. Curvas características 22
3.2.1 Representación de la curva característica
3.2.2 Puntos singulares de la curva
3.2.3 Factores que influyen en la curva
3.2.4 Histéresis
3.2.5 Expresiones matemáticas de ajuste de la curva característica
3.3 Comportamiento de los geotextiles en condiciones no saturadas 40
3.3.1 Primeras experimentaciones basadas en la capilaridad
3.3.2 Curvas características de geotextiles
3.4 Variables de estado y tensiones significativas 45
3.5 Resistencia al corte de los suelos no saturados 50
3.6 Técnicas de control de la succión en el estudio de materiales no saturados 56
3.6.1 Introducción
3.6.2 La placa de succión
3.6.3 La técnica de traslación de ejes: la célula de presión
3.6.4 La técnica osmótica
3.6.5 La técnica del control de la presión de vapor en desecador de vacío
4. INTERACCIÓN SUELO-GEOSINTÉTICO 73
4.1 Introducción 73
4.2 Geosintéticos. Factores intervinientes 80
4.3 Interacción mecánica entre suelos y geosintéticos 89
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4.3.1 Refuerzos extensibles frente a refuerzos inextensibles
4.3.2 Modos de transferencia de esfuerzos en el contacto
4.3.3 Trasferencia por resistencia al corte. Eficiencia
4.3.4 Transferencia por arrancamiento
4.3.5 Limitaciones del modelo elasto-plástico coulombiano
4.4 Equipos de laboratorio para la determinación de la fricción 103
4.4.1 Ensayos de fricción en caja de corte
4.4.2 Ensayos de fricción en caja inclinada
4.4.3 Ensayos de fricción con anillo de torsión (shear ring)
4.4.4 Ensayos de arrancamiento (pull-out tests)
4.5 Experimentación con suelos cohesivos 121
4.5.1 Influencia de la humedad en suelos granulares finos
4.5.2 Influencia del grado de saturación con geomallas
4.5.3 Influencia del grado de saturación con geomembranas
4.5.4 Ensayos con geotextiles
4.5.5 Influencia de la succión en geotextiles no tejidos agujeteados
4.5.6 El fenómeno de la rotura capilar
4.5.7 Equipos de fricción con control de la succión
5. EQUIPOS DESARROLLADOS Y PROGRAMA EXPERIMENTAL 149
5.1 El equipo de fricción con control de la succión total 149
5.1.1 Introducción
5.1.2 Descripción de los elementos
5.1.3 Elementos exteriores
5.1.4 Elementos auxiliares
5.1.5 Dispositivos de medida
5.1.6 Sistema de adquisición de datos
5.1.7 Evolución del equipo desde el prototipo inicial
5.2 El equipo de fricción con control de succión matricial 158
5.2.1 Introducción
5.2.2 Descripción de los elementos
5.2.3 Elementos mecánicos exteriores
5.2.4 Elementos auxiliares
5.2.5 Dispositivos de medida
5.3 Programa experimental 166
5.3.1 Medios disponibles
5.3.2 Fases de experimentación
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6. CARACTERIZACIÓN DE LOS MATERIALES EMPLEADOS 169
6.1 Caracterización básica del suelo 169
6.1.1 Criterios de selección
6.1.2 Marco geológico del suelo empleado
6.1.3 Caracterización geotécnica general de la “peñuela”
6.1.4 Preparación y caracterización básica del suelo empleado
6.1.5 Ensayo de compactación
6.1.6 Caracterización de la expansividad en edómetro convencional
6.1.7 Ensayos de resistencia en condiciones saturadas
6.2 Caracterización del suelo en el marco de la Teoría del Estado Crítico 189
6.3 Caracterización del suelo en condiciones no saturadas 193
6.3.1 Determinación de la succión inicial
6.3.2 Caracterización de la expansividad en edómetro de succión matricial
6.3.3 Determinación de la curva característica del suelo
6.3.4 Curva de retracción
6.4 Determinación indirecta de la resistencia al corte del suelo 207
6.5 Caracterización de los geotextiles 209
6.5.1 Características básicas
6.5.2 Curvas características de los geotextiles
7. ENSAYOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL 213
7.1 Ensayos de puesta a punto del prototipo 213
7.2 Ejecución de los ensayos de fricción 218
7.2.1 Preparación de las soluciones salinas
7.2.2 Preparación del geotextil
7.2.3 Preparación del suelo
7.2.4 Montaje del equipo
7.2.5 Etapa de equilibrio
7.2.6 Etapa de fricción
7.3 Resultados de los ensayos de fricción 223
7.3.1 Etapa de equilibrio
7.3.2 Curvas de fricción
7.3.3 Envolventes de fricción
8. ENSAYOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL 241
8.1 Ensayos de “rotura capilar” 241
8.2 Ejecución de los ensayos de fricción 242
8.2.1 Preparación del equipo
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8.2.2 Preparación del geotextil
8.2.3 Preparación del suelo
8.2.4 Etapa de equilibrio: Trayectoria 1 y Trayectoria 2
8.2.5 Etapa de fricción
8.3 Resultados de los ensayos de fricción 249
8.3.1 Etapa de equilibrio
8.3.2 Curvas de fricción
8.3.3 Envolvente de fricción
9. INTERPRETACIÓN CONJUNTA DE LOS ENSAYOS DE FRICCIÓN 281
9.1 Comparación de las curvas de fricción de ambos equipos 283
9.2 Variación del ángulo de fricción con la succión, la humedad y el SR 283
9.3 El papel de la succión en la interfaz 288
9.4 Reinterpretación de la eficiencia al considerar la succión 289
10. CONCLUSIONES 291
11. LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURA 297
APÉNDICES
Apéndice 1: Bibliografía
Apéndice 2: Relación entre la concentración de disoluciones y la succión total
Apéndice 3: Calibraciones y tarado de sensores
Apéndice 4: Montaje de las células de presión
Apéndice 5: Montaje de los desecadores de vacío
Apéndice 6: Montaje del equipo de fricción con control de la succión total
Apéndice 7: Montaje del equipo de fricción con control de la succión matricial
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LISTA DE FIGURAS
Figura 3.1. Resultados de medida en laboratorio del potencial matricial, osmótico y del potencial total
(suma de ambos). Krahn y Fredlund (1972).
Figura 3.2. Curvas características teóricas (tomadas de Fredlund, 2002).
Figura 3.3. Curvas características típicas reales según la naturaleza del suelo (tomadas de Fredlund,
2002).
Figura 3.4. Puntos singulares de la curva característica.
Figura 3.5. Relación entre el límite líquido y la capacidad de succión (Jucá y Frydman, 1996).
Figura 3.6. Comparación de las curvas PSD de un suelo compactado al PN, según la desviación de la
humedad respecto de la óptima (Ahmed et al, 1974).
Figura 3.7. Influencia del lado de la la humedad y la energía de compactación en la succión de un
suelo residual de baja plasticidad (Leong y Rahardjo, 2002).
Figura 3.8. Influencia del lado de la humedad de compactación en la curva característica de una
arcilla arenosa (Vanapalli et al, 1999).
Figura 3.9. Influencia de la humedad de compactación en las curvas de retracción (Ho et al, 1992).
Figura 3.10. Histéresis de una curva característica tipo (adaptada de Manzanal, 2008).
Figura 3.11. Recopilación de curvas características en geotextiles, en rama de secado y de
humectación (Iryo y Rowe, 2003).
Figura 3.12. Recopilación de funciones de conductividad hidráulica en geotextiles, determinadas en
laboratorio (Iryo y Rowe, 2003).
Figura 3.13. Criterio de rotura lineal de Fredlund et al (1978).
Figura 3.14. Proyección de la envolvente de rotura de la “peñuela” (Escario y Sáez, 1986; Escario y
Jucá, 1989).
Figura 3.15. Ajuste de la expresión de Vanapalli et al (1996) en ensayos de corte directo con limos
arcillosos expansivos remoldeados (Zhan y Ng, 2006).
Figura 3.16. Esquema de funcionamiento del aparato de placa de succión.
Figura 3.17. Esquema de funcionamiento de la célula de presión.
Figura 3.18. Esquema del principio de la técnica osmótica.
Figura 3.19. Calibraciones de la succión con la concentración de PEG (diversos autores).
Figura 3.20. Esquema del principio de la técnica del control de la presión de vapor.
Figura 3.21. Curvas características de una arcilla montmorillonítica obtenida a 20 y a 80º, con
soluciones salinas saturadas (Tang y Cui, 2005).
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Figura 3.22. Errores en la succión total establecida (tanto los asociados a un gradiente térmico de 0,5
ºC, como a un error del 0,5 % en la HR) en función del valor de la succión prevista.
Modificado de Agus y Schanz (2005).
Figura 4.1. Esquema de “Tierra Armada” (Schlosser y Delage, 1987).
Figura 4.2. Esfuerzos tangenciales movilizados por arrancamiento de bandas metálicas corrugadas.
Influencia de: (a) contenido de finos del suelo; (b) la humedad de puesta en obra (Elias y
Swanson, 1983).
Figura 4.3. Influencia del ángulo de rozamiento del suelo en la longitud de anclaje.
Figura 4.4. Esquema de un vertedero, cuyos sistemas de sellado o impermeabilización definen planos
potenciales de deslizamiento.
Figura 4.5. Diferentes tipos de deslizamiento en vertederos de residuos (Qian et al, 2002).
Figura 4.6. Clasificación de los productos geosintéticos.
Figura 4.7. Clasificación de los geotextiles según el proceso de fabricación (Giroud, 1984).
Figura 4.8. Tipos de geosintéticos: (a) no tejido; (b) tejido.
Figura 4.9. Equipo de ensayo a tracción del Laboratorio Central del CEDEX. Véase el detalle de las
mordazas.
Figura 4.10. Influencia del proceso de fabricación en las características mecánicas: (a) variación del
espesor para diferentes sobrecargas; (b) curva tensión-deformación (Koerner, 1998).
Figura 4.11. Equipos para la determinación de la resistencia al punzonamiento: (a) estático, con molde
del CBR; (b) dinámico, perforación con cono (Laboratorio Central del CEDEX).
Figura 4.12. Equipo para la determinación de la transmisividad en un geotextil.
Figura 4.13. Comparación de la rigidez de refuerzos inextensibles con extensibles (Schlosser y Delage,
1987).
Figura 4.14. Comparación de la rigidez de diferentes productos geosintéticos [(a) John, 1996; (b)
Bergado et al, 2006].
Figura 4.15. Ejemplos de transferencia de esfuerzos por corte puro: (a) deslizamiento en la base o en
una capa de un muro reforzado; (b) sistema de revestimiento flexible en una obra de
protección marina.
Figura 4.16. Esquema del aumento “virtual” de la cohesión en un suelo reforzado (modificado de
Uriel, 1997).
Figura 4.17. Mecanismo de interacción de geomallas biaxiales con suelo granulares (Jones, 1996;
Koerner, 1998; reelaborado).
XIV
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Figura 4.18. Modelo de envolvente de rotura no lineal (Giroud et al, 1993); (a) Limitación del modelo
coulombiano; (b) expresión de la envolvente; (c) detalle de la “falsa adherencia”; (d)
ajuste de la envolvente con resultados entre una geomembrana y arcilla (Esterhuizen et al,
2001).
Figura 4.19. Disminución del ángulo de fricción con la sobrecarga: (a) ensayos entre geotextiles no
tejidos agujeteados y arenas (Tan et al, 1998); (b) Ensayos entre geotextiles no tejidos
agujeteados y turbas (Garbulewski, 1991).
Figura 4.20. (a) Modos de montaje de los ensayos de fricción; (b) influencia en el ángulo pico y
residual; (c) aspecto de las curvas de rotura (Murthy et al, 1993).
Figura 4.21. Resultados de fricción de 20 laboratorios alemanes (Stoewahse et al, 2002).
Figura 4.22. Coeficientes de variación para diferentes niveles de sobrecarga, en las 4 campañas de
ensayos (Stoewahse et al, 2002).
Figura 4.23. Diseños de los equipos de fricción más comunes: (a) de Casagrande; (b) de la norma
alemana; (c) diseño más extendido; (d) mejora del anterior. (Stoewahse et al, 2002).
Figura 4.24. Resultados con diferentes equipos: (a) Envolventes de rotura para e=0,95; (b) ángulos de
fricción para diversos índices de huecos. (Stoewahse et al, 2002).
Figura 4.25. Equipo de caja inclinada de la Universidad Joseph Fourier de Grenoble (Ground
Engineering, 2001).
Figura 4.26. Comparación de las trayectorias y rangos de tensiones en caja inclinada y en caja de
corte.
Figura 4.27. Resultados de ensayos en caja inclinada entre geomembranas y arena (Izgin y Wasti,
1998).
Figura 4.28. Esquema del modo de ensayo del anillo de torsión (Bromhead, 1979).
Figura 4.29. (a) Influencia del espesor de la muestra (o peso) en los ángulos de fricción pico y
residual; (b) influencia de la velocidad de giro. (Tan et al, 1998).
Figura 4.30. Comparación de resultados entre el anillo de torsión y la caja de corte, para una misma
arena y mismo geotextil (Tan et al, 1998).
Figura 4.31. Equipo de arrancamiento del Laboratorio de Geotecnia del CEDEX.
Figura 4.32. Ensayo de arrancamiento con medidas de deformación con bandas extensométricas a
diferentes profundidades (CEDEX, 2001).
Figura 4.33. Influencia de la humedad en el ángulo de fricción pico y residual en suelos granulares
finos; ensayos de geotextiles agujeteados con una arena seca y húmeda (w=9%).
Miyamori et al, 1986.
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Figura 4.34. Influencia del SR con geomallas; ensayos de arrancamiento en limos arcillosos. (Farrag y
Griffin, 1993).
Figura 4.35. Influencia del SR con geomallas; ensayos de arrancamiento en arcillas limosas con w=18
y 40% (saturación), con medida de presiones intersticiales en la zona exterior (Farrag y
Morvant, 2004).
Figura 4.36. Variación del ángulo de fricción con el SR, entre una arcilla y una membrana texturada
(Blümel y Brummermann, 1996).
Figura 4.37. Variación del ángulo de fricción entre una arcilla plástica saturada (LL=56% y IP= 30%)
y diversos geotextiles, para diferentes humedades de saturación (Lafleur et al, 1987).
Figura 4.38. Comparación de resistencia al corte sin drenaje y drenada de probetas arcillosas
reforzadas con varios discos de geosintético permeable (Ingold, 1985).
Figura 4.39. Resultados de ensayos triaxiales UU con probetas no saturadas y reforzadas con 11 discos
impermeables. Se adjuntan los resultados con diversos refuerzos cuando el suelo está
saturado (Ingold, 1985).
Figura 4.40. Montaje del ensayo en la caja de corte y expresión para determinar el ángulo de fricción
(Athanasopoulos, 1996).
Figura 4.41. Comparación de envolventes de resistencia a corto plazo: arcilla reforzada con geotextil
no tejido agujeteado y de geotextil tejido, respecto a la arcilla sin reforzar
(Athanasopoulos, 1996).
Figura 4.42. Coeficientes de interacción friccional de los 3 geotextiles agujeteados obtenidos, para dos
posibles coeficientes de interacción por adhesión (Athanasopoulos, 1996).
Figura 4.43. Reducción de la resistencia al arrancamiento con la humedad, entre una arcilla plástica y
un geotextil tejido (Gilbert et al, 1992).
Figura 4.44. Reinterpretación de los resultados de los ensayos de fricción en caja de corte , “drenados”
y “no drenados” de Furie y Fabian (1987), entre una arcilla de baja plasticidad y 3
geosintéticos.
Figura 4.45. Envolventes de resistencia y eficiencias entre una arcilla de plasticidad media y un
geotextil no tejido agujeteado (Seraphim y Zagatto Penha, 2000).
Figura 4.46. Registro de presión intersticial en tensiómetros del terraplén de H=5 m: (a) completo; (b)
detalle de varios días de lluvia (Tatsuoka y Yamauchi, 1986).
Figura 4.47. Ángulo de fricción (pico y residual) del suelo y entre el suelo y el geotextil para
diferentes niveles de sobrecarga (Tatsuoka y Yamauchi, 1986).
Figura 4.48. Evolución de las presiones intersticiales inducidas por la compactación de un limo muy
húmedo, según el geosintético empleado para el refuerzo (Perrier et al, 1986).
Figura 4.49. Interpretación del concepto de “rotura capilar” mediante la curva característica y la
función de conductividad hidráulica.
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Figura 4.50. (a) Terraplén de arena a escala reforzado con geotextiles instrumentado y sometido a
ciclos de lluvia; (b) Efecto de la rotura capilar en el suelo bajo el geotextil en un terraplén
a escala en laboratorio (García et al, 2007).
Figura 4.51. Modelización numérica en régimen transitorio de datos experimentales del frente de
humectación en un muro reforzado con geotextiles agujeteados (Iryo y Rowe, 2005).
Figura 4.52. Equipo de fricción entre geosintéticos con control de la succión matricial (Hanson et al,
2001).
Figura 5.1. Equipo de fricción con control de la succión total.
Figura 5.2. Bomba de vacío con columna de mercurio conectada al equipo.
Figura 5.3. Elementos auxiliares de compactación para fricción con succión total.
Figura 5.4. Carro de corte, como elemento suplementario para ensayos de corte directo y elementos
auxiliares de compactación.
Figura 5.5. Alzado del prototipo del equipo de fricción con control de la succión total.
Figura 5.6. Planta del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Figura 5.7. Alzado del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Figura 5.8. Detalle de la disposición de la placa anular inferior.
Figura 5.9. Detalle de la disposición de la placa anular superior.
Figura 5.10. Detalle de los elementos auxiliares para compactar el suelo.
Figura 6.1. Situación estratigráfica de la “peñuela”. Perfil geotécnico NE-SE (Escario, 1985).
Figura 6.2. Extracto del mapa geotécnico de Madrid (Escario, 1985), con la ubicación de la zona de
recogida de la muestra.
Figura 6.3. Carta de plasticidad de Casagrande en la “peñuela” (Oteo et al, 2003).
Figura 6.4. Ensayo Proctor Normal en el suelo definitivo, en molde tripartido de φ=1,5”.
Figura 6.5. Evolución del hinchamiento libre en el suelo definitivo.
Figura 6.6. Ensayos de hinchamiento con sobrecarga limitada y posterior ensayo edométrico.
Figura 6.7. Comparación del hinchamiento bajo sobrecarga en edómetro y en caja de corte.
Figura 6.8. Ensayo de corte directo C. D. Curvas de rotura.
Figura 6.9. Envolvente de rotura pico del ensayo de corte directo C. D.
Figura 6.10. Curvas de rotura del ensayo triaxial C. D.
XVII
Page 24
Figura 6.11. Curvas de rotura y de evolución de presión intersticial del ensayo triaxial C. U.
Figura 6.12. Círculos de Mohr y envolvente de los ensayos triaxiales C. D. y C. U.
Figura 6.13. Resultados de saturación, consolidación isótropa y rotura en un plano (ln p’, v).
Figura 6.14. Trayectorias de tensiones en un plano [ p’ ; q ] y LEC resultante.
Figura 6.15. Iteraciones para la determinación de la succión inicial del suelo.
Figura 6.16. Deformaciones propias del edómetro con succión matricial (Pousada Presa, 1982).
Figura 6.17. Resultados de hinchamiento bajo succión matricial en edómetro.
Figura 6.18. Presiones de hinchamiento para diferentes succiones matriciales.
Figura 6.19. Superficie de estado en la zona de hinchamiento.
Figura 6.20. Medida de la evolución de la humedad para la determinación del tiempo de equilibrio en
células de presión.
Figura 6.21. Curva característica del suelo, representada con la humedad gravimétrica.
Figura 6.22. Curva característica de la presente investigación superpuesta a las de Yahia-Aissa et al
(2001), que ensayaron una bentonita compactada.
Figura 6.23. Curva característica del suelo, representada con la humedad volumétrica.
Figura 6.24. Curva característica del suelo, representada con el grado de saturación.
Figura 6.25. Curva de retracción y límite de retracción del suelo ensayado.
Figura 6.26. Estimación de la contribución de la succión matricial a la resistencia al corte, aplicando la
2ª expresión de Vanapalli et al (1996). Véase la Tabla 3.3.
Figura 6.27. Huso estimado de las curvas características de los geotextiles ensayados, en función de la
humedad gravimétrica.
Figura 6.28. Superposición de las curvas características (en función de SR) de los geotextiles
ensayados con el huso de la recopilación (rama de desecación) de Iryo y Rowe (2003).
Figura 6.29. Representación conjunta de la curva característica del suelo (con la expresión de Fredlund
y Xing, 1994) y del huso de las curvas características de geotextiles.
Figura 7.1. Ensayo preliminar de fricción; etapa de equilibrio con succión total a 2 MPa.
Figura 7.2. Ensayo preliminar de fricción; etapa de equilibrio con succión total a 4 MPa.
Figura 7.3. Ensayo preliminar; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión de 2 MPa.
Figura 7.4. Ensayo preliminar; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión de 4 MPa.
XVIII
Page 25
Figura 7.5. Ensayo preliminar; movimiento vertical durante la fricción, 2 MPa de succión total.
Figura 7.6. Ensayo preliminar; movimiento vertical durante la fricción, 4 MPa de succión total.
Figura 7.7. Colocación de papeles de filtro en el contorno del marco metálico.
Figura 7.8. Síntesis de la programación de los ensayos con reutilización de muestras.
Figura 7.9. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 2 MPa, bajo 3 niveles de
sobrecarga. Se prolongó a 90 días con la sobrecarga intermedia.
Figura 7.10. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 4 MPa, bajo 3 niveles de
sobrecarga.
Figura 7.11. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 8 MPa, bajo 3 niveles de
sobrecarga.
Figura 7.12. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 20 MPa, bajo 3 niveles de
sobrecarga. Se prolongó a 90 días con la sobrecarga mayor.
Figura 7.13. Curva característica del suelo, con los datos de humedad de muestras ensayadas a fricción
con succión total controlada.
Figura 7.14. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 2 MPa.
Figura 7.15. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 4 MPa.
Figura 7.16. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 8 MPa.
Figura 7.17. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 20 MPa.
Figura 7.18. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 2 MPa.
Figura 7.19. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 4 MPa.
Figura 7.20. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión 8 MPa.
Figura 7.21. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 20 MPa.
Figura 7.22. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 2 MPa.
Figura 7.23. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 4MPa.
Figura 7.24. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 8 MPa.
Figura 7.25. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en interfaz; PEC-75, succión de 20 MPa.
Figura 7.26. Envolventes de resistencia del TS-50. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
Figura 7.27. Envolventes de resistencia del TS-80. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
Figura 7.28. Envolventes de resistencia, PEC-75. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
Figura 7.29. Relación entre el ángulo de fricción pico y la succión total.
Figura 7.30. Relación entre el ángulo de fricción pico y la humedad media de las muestras.
XIX
Page 26
Figura 8.1. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con geotextil TS-20.
Figura 8.2. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con geotextil TS-50.
Figura 8.3. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con geotextil TS-80.
Figura 8.4. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con geotextil F-80.
Figura 8.5. Ensayos de rotura capilar; Comparación entre los geotextiles ensayados, para las
succiones matriciales de 0,025 y 0,5 MPa.
Figura 8.6. Toma de muestras de un mismo paño de geotextil, marcando la orientación
Figura 8.7. Trayectoria 1; Evolución de la deformación de las muestras equilibradas con sobrecarga
vertical y succiones de 5 kPa, 25 kPa, 0,1 MPa y 0,5 MPa y 1 MPa.
Figura 8.8. Trayectoria 2; Evolución de la deformación de las muestras equilibradas con sobrecarga
vertical y succiones de 5 kPa, 25 kPa y 0,1 MPa.
Figura 8.9. Deformación vertical de las muestras tras la fase de equilibrio; Trayectoria 1 (arriba) y
Trayectoria 2 (abajo).
Figura 8.10. Trayectoria 1; Comparación entre las humedades medias de las muestras equilibradas y
las curvas características del suelo.
Figura 8.11. Trayectoria 2; Comparación entre las humedades medias de las muestras equilibradas y
las curvas características del suelo.
Figura 8.12. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.13. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.14. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.15. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 500 kPa.
Figura 8.16. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 1 MPa.
Figura 8.17. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.18. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.19. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.20. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 500 kPa.
XX
Page 27
Figura 8.21. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 1 MPa.
Figura 8.22. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.23. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.24. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.25. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 500 kPa.
Figura 8.26. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 1 MPa.
Figura 8.27. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.28. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.29. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.30. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.31. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.32. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.33. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 5 kPa.
Figura 8.34. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 25 kPa.
Figura 8.35. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión
matricial de 100 kPa.
Figura 8.36. Geotextil TS-50; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
Figura 8.37. Geotextil TS-80; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
Figura 8.38. Geotextil PEC-75; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
Figura 8.39. Geotextil TS-50; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
Figura 8.40. Geotextil TS-80; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
XXI
Page 28
Figura 8.41. Geotextil PEC-75; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
Figura 8.42. Relación entre el ángulo de fricción de los 3 geotextiles y la succión matricial.
Figura 9.1. Ejemplo de un ensayo de fricción con el equipo de succión total.
Figura 9.2. Ejemplo de un ensayo de fricción con el equipo de succión matricial.
Figura 9.3. Relación entre el ángulo de fricción de los 3 geotextiles y la succión; Resultados de los
dos equipos.
Figura 9.4. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil TS-50.
Figura 9.5. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil TS-80.
Figura 9.6. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil PEC-75.
Figura 9.7. Relación entre el ángulo de fricción y el grado de saturación medio.
Figura 9.8. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad volumétrica media.
Figura 9.9. Resultados de la eficiencia de los ensayos de fricción en función de la succión.
XXII
Page 29
LISTA DE TABLAS
Tabla 3.1. Adimensionalización y normalización de la humedad en suelos no saturados.
Tabla 3.2. Expresión del parámetro χ de Bishop (1959) en diversas expresiones de la tensión
efectiva de modelos constitutivos.
Tabla 3.3. Expresiones Vanapalli et al (1996) para estimar la resistencia al corte de suelos no
saturados.
Tabla 3.4. Humedad relativa y succión total de soluciones saturadas de diferentes compuestos a
25º C (Romero, 2001; extracto).
Tabla 4.1. Recopilación de normativas y criterios que limitan el contenido de finos de suelos en
muros reforzados.
Tabla 4.2. Peso específico relativo de los polímeros más comunes (Shreve y Brink, 1977).
Tabla 4.3. Valores típicos de permeabilidad y transmisividad de diferentes geosintéticos.
Tabla 4.4. Factores que influyen en la resistencia en el plano de contacto (Jones, 1996; reelaborado).
Tabla 4.5. Valores orientativos de ángulos de fricción entre suelos y geosintéticos [Daniel, 1993
(arriba); Sharma y Sangeeta, 1994 (abajo)].
Tabla 4.6. Posibilidades de interpretación de la eficiencia.
Tabla 4.7. Síntesis de las especificaciones de las normas de ejecución del ensayo de fricción.
Tabla 4.8. Valores orientativos de la eficiencia, en base a ensayos de fricción.
Tabla 4.9. Recopilación de velocidades del ensayo de fricción con diferentes materiales.
Tabla 4.10. Recopilación de ensayos de fricción en caja de corte entre suelos cohesivos y geotextiles.
Tabla 6.1. Características geotécnicas de la “peñuela” in situ (Oteo et al, 2003).
Tabla 6.2. Parámetros índice y caracterización de la expansividad de la “peñuela” remoldeada
empleada por Pousada Presa (1982).
Tabla 6.3. Resultados de los ensayos de caracterización básica de la “peñuela” natural.
Tabla 6.4. Ensayos preliminares de expansividad para fijar las condiciones iniciales del suelo.
Tabla 6.5. Caracterización básica del suelo definitivo, con un 7% de montmorillonita.
Tabla 6.6. Resultados numéricos de los ensayos edométricos.
Tabla 6.7. Resumen de resultados del ensayo de corte directo C. D.
Tabla 6.8. Evolución del índice de huecos en el ensayo triaxial C. D.
Tabla 6.9. Resultados del ensayo triaxial C. D. en fase de rotura.
XXIII
Page 30
Tabla 6.10. Evolución del índice de huecos en el triaxial C. U.
Tabla 6.11. Resultados del ensayo triaxial C. U. en la etapa de rotura.
Tabla 6.12. Comparación de los parámetros de la Teoría del Estado Crítico obtenidos con este suelo y
con la arcilla de Londres (recopilados por Schofield y Wroth, 1968).
Tabla 6.13. Resultados de los ensayos de hinchamiento bajo succión matricial.
Tabla 6.14. Resultados de las series de ensayos de determinación de la curva característica.
Tabla 6.15. Características de los geotextiles empleados.
Tabla 7.1. Ensayos preliminares; humedad en las muestras después del ensayo.
Tabla 7.2. Humedad del suelo al final de los ensayos de fricción con control de succión total.
Tabla 7.3. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil TS-50.
Tabla 7.4. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil TS-80.
Tabla 7.5. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil PEC-75.
Tabla 8.1. Trayectoria 1: Estado de las muestras de suelo al final del equilibrio y humedad media al
final del ensayo de fricción.
Tabla 8.2. Trayectoria 2: Estado de las muestras de suelo al final del equilibrio y humedad media al
final del ensayo de fricción.
Tabla 8.3. Trayectoria 1; Diferentes determinaciones de la humedad en las muestras equilibradas con
succión matricial y sobrecarga vertical.
Tabla 8.4. Trayectoria 2; Diferentes determinaciones de la humedad en las muestras equilibradas con
succión matricial y sobrecarga vertical.
Tabla 8.5. Geotextil TS-50; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por mínimos
cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
Tabla 8.6. Geotextil TS-80; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por mínimos
cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
Tabla 8.7. Geotextil PEC-75; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
Tabla 8.8. Geotextil TS-50; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por mínimos
cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
Tabla 8.9. Geotextil TS-80; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por mínimos
cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
Tabla 8.10. Geotextil PEC-75; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
XXIV
Page 33
1. INTRODUCCIÓN Y ANTECEDENTES DE LA INVESTIGACIÓN
1.1. Introducción
Este trabajo aborda de modo experimental la interacción mecánica, e
indirectamente hidráulica, entre dos materiales con los que se construye: suelos y
geosintéticos. Del primero de ellos, desde el punto de vista geotécnico, se ha
investigado mucho ya desde el primer tercio del siglo pasado (Terzaghi, 1925),
mientras que el segundo, aunque goza de gran aceptación desde su aparición, dispone
aún de un sustento teórico y experimental limitado en algunas de sus aplicaciones.
En la actualidad, el geosintético es un elemento más a disposición del ingeniero
proyectista. Desde el punto de vista de proyecto, su desarrollo en Ingeniería Civil y
Medioambiental puede compararse a la evolución que supuso el hormigón armado
frente al hormigón en masa; no obstante, los geosintéticos no trabajan únicamente
como refuerzo, sino que desempeñan otras varias funciones en múltiples aplicaciones.
Por otra parte, es tarea del investigador desarrollar técnicas de ensayo de las
propiedades de los geosintéticos, validar nuevas aplicaciones, reproducir su
comportamiento con todo tipo de suelos, desarrollar métodos de cálculo (de
estabilidad, de resistencia, de filtración, de durabilidad, capacidad de drenaje, etc...) y
criterios de diseño, a efectos de que el proyectista pueda seleccionar el geosintético
idóneo, con las propiedades requeridas, entre la gama tan vasta que se ofrece.
Al margen de sus propiedades puramente físicas, hay una peculiaridad que
diferencia radicalmente un geosintético del suelo, y que en ocasiones ha polarizado su
estudio: los geosintéticos son productos industriales. Así, los productores de fibras, los
fabricantes y distribuidores, fueron los pioneros en estudiar y promover sus
aplicaciones en Ingeniería Civil y Medioambiental.
Han transcurrido más de 30 años desde el primer Congreso Internacional
dedicado a los Geosintéticos, denominado “Use of Fabrics in Geotechnics”, celebrado
1
Capítulo 1. Introducción
Page 34
en París en 1977 y organizado en común por la Escuela Nacional y el Laboratorio
Central de Ponts et Chaussées de Francia. Más tarde, en Lieja (1977) y en Rotterdam
(1979) hubo otros simposios, también orientados a sus aplicaciones en Ingeniería
Civil. Es más reciente la creación de la Sociedad Internacional de Geosintéticos
(1983), cuya finalidad fundamental reside en recoger, evaluar y difundir el
conocimiento y uso de los geosintéticos.
Con la idea de avanzar en el conocimiento de dichos materiales, el Comité
General de la Réunion Internationale des Laboratoires d’Essais et de Recherches sur
les Matériaux et les Constructions (RILEM) organizó en 1978 un comité técnico para
determinar propiedades mecánicas e hidráulicas de los geosintéticos. Sucesivamente,
la ASTM, el Comité FranÇais, el Comité Europeo de Normalización (Comité Técnico
CEN TC 189) y otros organismos han llevado a cabo trabajos similares. Así por
ejemplo, la British Standard publicó en 1995 el manual ”Code of Practice for
Strengthened/Reinforced Soils and other Fills” como referencia para el proyectista.
Hoy en día es indiscutible la relevancia e interés de los geosintéticos dentro de
las publicaciones técnicas internacionales. Así por ejemplo, la 32nd Terzaghi Lecture
de 1996 (publicado en ASCE en abril de 2000), corrió a cargo de R. M. Koerner,
coautor del primer libro dedicado a los geosintéticos, fechado en 1980. Además, la
revista Ground Engineering ha subrayado reiteradamente en sus editoriales (oct. 2000,
oct. 2001) que, aunque el empleo de geosintéticos crece a pasos agigantados, su
estudio y conocimiento no está avanzando al mismo ritmo. Mención especial merecen
las revistas especializadas Geotextiles & Geomembranes y Geosynthetics
International, de reciente fundación y auspiciadas por la Sociedad Internacional de
Geosintéticos (IGS).
En cierto modo, el estado del conocimiento de una disciplina en un país puede
verse reflejado en la precisión y rigor de los vocablos al designar los conceptos y
objetos de su estudio. Hasta fechas muy recientes en España, la terminología empleada
era algo confusa. Valga recordar que en España se denominaba indistintamente
geoalótropos, geosintéticos o geotextiles a toda o a parte de la variedad de estos
2
Page 35
productos. En la actualidad la definición de toda la gama de estos productos se recoge
en la norma EN ISO 10318:2005.
Con relación a España, el Laboratorio de Geotecnia del Centro de Estudios y
Experimentación de Obras Públicas (CEDEX) celebró en 1986 por vez primera el
“Curso sobre el Empleo de Geoalótropos (Geotextiles, Geomembranas y Similares) en
Estructuras de Tierra”, dirigido por S. Uriel en colaboración con la Asociación
Hispano-Francesa de Cooperación Técnica y Científica. Más adelante, se fueron
sucediendo el 1er Simposio Nacional de Geosintéticos (1995) y otros cursos y jornadas
especializadas.
Es un hecho conocido que un alto porcentaje de los geosintéticos que se usan en
Ingeniería Civil están insuficientemente especificados en el proyecto, siendo muchas
veces la masa por unidad de superficie el único parámetro de referencia, sin que se
cuestione ninguna otra propiedad fundamental del geosintético. Esto ha dado lugar a
que, a falta de criterios técnicos, se anteponga el factor económico. Parece oportuno,
pues, ahondar en el estudio de estos materiales, a efectos de poder definirlos en los
pliegos con similar precisión que, por ejemplo, el cemento, los áridos o el acero.
Ciertamente, el Comité Español de Geotextiles de la AIPCR ha hecho un gran
esfuerzo por consensuar una normativa de uso de los geosintéticos.
En la actualidad, la entrada en el año 2000 de España en la IGS, la formación de
comités técnicos, la redacción de normas al respecto (por ejemplo, los Artículos 290 y
422 del PG-3, en lo referente a Geotecnia Vial) y el incipiente estudio de los
geosintéticos en centros de investigación españoles, ha significado un notable avance
en su conocimiento. Muestra de ello es la acertada aplicación de la terminología con la
que ya los técnicos designan hoy día estos materiales.
Pero, ¿qué es un geosintético? Este término lo acuñó Giroud, uno de los
impulsores de su desarrollo, en aquel primer Congreso de París. De acuerdo con la
Sociedad Internacional de Geosintéticos, son “aquellos materiales fabricados con
polímeros (en su mayoría polipropileno, y, en ocasiones, de poliéster, polietileno,
etc...) que se emplean para mejorar, aumentar y hacer más económicos proyectos
3
Capítulo 1. Introducción
Page 36
medioambientales, las infraestructuras de transporte, obras geotécnicas e
hidráulicas”. Básicamente, se pueden distinguir los siguientes tipos de geosintéticos:
geotextiles, geomallas, georredes, geomembranas, geoesteras, geocélulas y
geocompuestos.
Se usan con las siguientes funciones: separación, refuerzo, filtración, drenaje e
impermeabilización. Existen otras funciones secundarias, como protección, control de
la erosión, revegetación y rotura capilar.
Con frecuencia en los textos técnicos se hace gran hincapié en diferenciar la
función principal que desempeña el geosintético, con el objeto de aplicar el
denominado diseño por función, de vigencia en la actualidad e impulsado por Koerner
(1998). El diseño por función consiste en evaluar la función primaria del geosintético,
y entonces, calcular los valores numéricos requeridos de las propiedades que rigen
dicha función. A posteriori se comprueba que también satisface los requisitos de otras
funciones secundarias.
Se ha constatado que, en relación a la fricción con geosintéticos, es mucho más
limitada la experimentación con suelos cohesivos que con granulares, posiblemente
por que tradicionalmente la interacción mecánica entre suelos y geosintéticos se ha
asociado a la función de refuerzo (básicamente, muros reforzados). Sin embargo, hay
situaciones, por ejemplo en las capas de impermeabilización y sellado de vertederos,
en que, si bien la función principal de los geosintéticos es otra (separación, filtro,
impermeabilización, drenaje, protección, etc...), se requiere disponer de una mínima
fricción movilizable para garantizar la estabilidad de cada una de las capas.
Asimismo, en la última década está cobrando especial interés el estudio de la
interacción entre geosintéticos y suelos cohesivos o marginales para obras de refuerzo,
con el propósito de obtener un beneficio económico y medioambiental. Aunque las
experiencias son limitadas, son bastante prometedoras, y apuntan al empleo de
geotextiles en lugar de geomallas. Se entiende que, en este caso, la humedad del
conjunto es un parámetro que condiciona mucho la fricción movilizable.
4
Page 37
La IGS define el geotextil como “material flexible, con la apariencia de un
textil, de permeabilidad controlada en su fabricación, que se usa para desempeñar
todas las funciones anteriores (separación, refuerzo, filtración, drenaje), salvo la de
barrera impermeable”.
Adviértase que el geotextil, al tratarse de un medio poroso, admite un
tratamiento similar a los suelos, tanto en los aspectos hidráulicos como en los
mecánicos y cabe incorporarlos a la teoría de los suelos no saturados. Así, si se quiere
estudiar la influencia de la humedad en la interacción de ambos materiales, es obligado
emplear técnicas de laboratorio con las que se controle la succión.
En términos no académicos, la succión existente en un suelo (u otro material
poroso, tal como un geotextil) puede definirse como la cuantificación de la capacidad
que tiene dicho material en retener agua, en relación a las condiciones ambientales
impuestas (básicamente, humedad relativa y situación del NF): esto es, la medida de la
“avidez” del material por el agua.
Ha de hacerse notar el gran avance del estado del conocimiento de los suelos no
saturados en las dos últimas décadas. Según Vanapalli et al (2008), aproximadamente
el 20 % de las publicaciones de los últimos años en revistas geotécnicas y de geotecnia
ambiental están directa o indirectamente relacionadas con la investigación en el
ámbito de los suelos no saturados. En particular, los activos trabajos de investigación
tanto del Departamento de Ingeniería del Terreno, Cartográfica y Geofísica de la
Escuela de Caminos de la Universidad Politécnica de Cataluña, como de la
Universidad de Saskatchewan (Canadá), son referencias fundamentales en el
tratamiento de los suelos no saturados. Además, merece una especial mención el
denominado Proyecto MUSE (http://muse.dur.ac.uk/), auspiciado desde 2004 por el
Programa Marie Curie de la UE. Se trata de una red de centros europeos de
investigación que aúnan esfuerzos en el estudio de la mecánica de los suelos no
saturados.
Con todo, se ha advertido una escasa transferencia del conocimiento y técnicas
de los suelos no saturados al campo de los geosintéticos. Aun cuando es creciente el
5
Capítulo 1. Introducción
Page 38
interés de la interacción mecánica de ambos materiales en condiciones no saturadas
(Fourie y Fabian, 1987; Bouazza y Djafer-Khodja, 1994; Athanasopoulos, 1996;
Seraphim y Zagatto Penha, 2000; Chen et al, 2004, 2007; García et al, 2007), son muy
escasas las referencias del empleo de técnicas de control (Asanza y Sáez, 2000; 2002;
Hanson et al, 2001) o de medida de la succión (Fleming et al, 2006) durante la
fricción.
A la luz de las conclusiones de la literatura técnica, los geotextiles con
permeabilidad en su plano (los no tejidos agujeteados) son los que movilizan mayor
fricción con suelos cohesivos, puesto que permiten la disipación de presiones positivas
(Zornberg y Mitchell, 1994; Mitchell y Zornberg, 1995; Tan et al, 2001) o incluso
mantener una cierta succión (Perrier et al, 1986; Tatsuoka y Yamauchi, 1986; García
et al, 2007).
En consecuencia, en este trabajo de investigación, titulado “determinación de
las características de fricción en el contacto suelo-geotextil a diferentes succiones,
mediante equipos de laboratorio singulares”, se presenta el diseño y puesta a punto
de 2 equipos de laboratorio, de montaje relativamente sencillo, que permiten la
determinación de la fricción entre suelos y geotextiles. Lo novedoso de ellos es que
permiten un riguroso control de las condiciones del ensayo, en particular de la
humedad (a través de la succión). Se cree que este equipo puede contribuir al
conocimiento de la interacción mecánica con suelos cohesivos y a obtener posibles
parámetros de diseño.
1.2. Antecedentes de la investigación
Los antecedentes más recientes de la presente investigación pueden encontrarse
en el convenio de investigación “Estudio y caracterización de comportamiento de
materiales geosintéticos en distintas aplicaciones geotécnicas”, suscrito en 1999 entre
el CEDEX y la empresa fabricante de geosintéticos Polyfelt Geosynthetics Iberia. En
aquel convenio se establecieron sucesivamente tres líneas de trabajo, en las que
participó el autor de la presente investigación.
6
Page 39
En la primera línea de investigación se fijó un programa de ensayos de
arrancamiento de geotextiles embebidos en suelo, en la caja de corte de 1x1x1 m del
Laboratorio de Geotecnia del CEDEX (Fig. 4.31), con el propósito de estudiar la
fricción generada en la interfaz entre ambos materiales, variando las condiciones de
humedad y densidad del suelo, así como la sobrecarga vertical. Los primeros
resultados quedan recogidos en un informe del CEDEX (2000). Estos resultados
también sirvieron para desarrollar y calibrar modelos de comportamiento de
interacción en la interfaz (Díaz Espinoza, 2000; de Castro, 2001). En aquellos trabajos
se constató la dificultad de fijar con garantías las condiciones de humedad en las
proximidades de la interfaz geotextil-suelo, y pudo advertirse que el propio geotextil
embebido modifica el perfil de humedades del suelo.
Ya los primeros estudios en España relativos a la interacción suelo-geotextil
(Uriel, 1986) apuntan a que la humedad y la naturaleza del geotextil rigen en gran
medida la fricción en la interfaz.
La segunda línea, impulsada por el departamento de investigación del fabricante,
se refería al estudio en laboratorio de técnicas de medida de la capacidad de retención
de agua de los geotextiles. El autor del presente trabajo de investigación inició la
puesta a punto del procedimiento para la determinación de las curvas características de
geotextiles, adaptando a estos materiales las técnicas de suelos no saturados (CEDEX,
1999; Asanza y Cuéllar, 2003).
La tercera, y última línea de investigación, se refería a la instrumentación de un
muro reforzado con geotextiles, que queda al margen de este trabajo.
En ese sentido, aquellos primeros resultados y las limitaciones encontradas, en
particular lo relativo al control de la humedad en el conjunto suelo-geotextil y la
conveniencia de emplear equipos de laboratorio de montaje más sencillo, constituyen
el punto de partida del presente trabajo de investigación.
7
Capítulo 1. Introducción
Page 40
Como quiera que, además, el Laboratorio de Geotecnia del CEDEX poseía cierta
experiencia en el desarrollo de equipos para estudiar suelos no saturados (Escario,
1965, 67, 69, 80, 88, 89; Escario y Sáez, 1973, 86, 87; Pousada Presa, 1982; Esteban,
1988; Jucá, 1990), se planteó abrir una nueva línea de investigación propia del
Laboratorio de Geotecnia, consistente en el desarrollo de equipos de fácil manejo para
la medida de la fricción entre ambos materiales, dotándolos de sistemas de control de
la succión.
8
Page 41
2. OBJETIVOS
El objetivo experimental básico fue el diseño de prototipos de equipos de
laboratorio para la medida de la fricción entre suelos y geotextiles que pudieran
controlar la humedad de las muestras, con el auxilio de las técnicas de control de la
succión de suelos no saturados. Se programó la realización de ensayos preliminares
para introducir mejoras tanto en el propio diseño de los equipos como en el
procedimiento de montaje. Para la consecución de este objetivo hubo de hacerse una
revisión del Estado del Conocimiento en dos campos: por un lado, el relativo a los
equipos de laboratorio habitualmente empleados para la determinación de la fricción
con geotextiles (caja de corte adaptada, caja inclinada, anillo de torsión y caja de
arrancamiento) y en particular aquellas experiencias que prestaran atención a los
suelos cohesivos; y por otro, el relativo a los suelos no saturados, en especial a las
técnicas de control de la succión y a la resistencia al corte. Las revisiones del Estado
del Conocimiento en estos dos campos se recogen, respectivamente, en el Capítulo 3 y
en el Capítulo 4.
La necesidad de tener conocimiento de la resistencia al corte del suelo radica en
que la fricción entre un suelo y un geosintético se suele expresar en términos de la
eficiencia, esto es, el cociente entre la fricción movilizada en la interfaz entre ambos
materiales y la resistencia al corte del suelo. Se entiende que al introducir la variable
“succión”, la definición de la eficiencia ha de ampliarse. En consecuencia, otro
objetivo de este trabajo de investigación es someter a juicio crítico el concepto
tradicional de eficiencia y reformularlo al incorporar la succión, procurando que sea de
fácil aplicación.
Como condiciones para el diseño se propuso concebir equipos de laboratorio de
fácil montaje e interpretación de los resultados (Capítulo 5). Asimismo, se optó por
emplear un suelo cohesivo muy susceptible a los cambios de humedad (muy
expansivo), con el propósito de poner a prueba la bondad del diseño y el control de la
succión en el rango más amplio posible. En el Capítulo 6 se caracteriza dicho suelo.
Asimismo, se entendía que, de obtener resultados consistentes con este suelo, con
mayor motivo se obtendrían con suelos más estables.
9
Capítulo 2. Objetivos
Page 42
Aparte de los objetivos básicos anteriores, cabe citar los siguientes, de carácter
complementario a los anteriores:
- tratar de obtener curvas características de geotextiles en el rango más
amplio posible;
- valorar el tipo de geotextiles más adecuados para el refuerzo de suelos
cohesivos;
- investigar si se llega a desarrollar adherencia en la interfaz entre un suelo
cohesivo y un geotextil, y en qué medida influye la succión.
En los Capítulos 7 y 8 se presentan, respectivamente, los ensayos de fricción con
el equipo con control de la succión total y con control de la succión matricial.
Finalmente, y ante las dificultades encontradas en la fase experimental, se hubo de
ampliar los objetivos e incluir el estudio del fenómeno de “rotura capilar” (Cap. 8). En
el Capítulo 9 se interpretan de manera conjunta los ensayos de fricción de ambos
equipos. En el Capítulo 10 se reúnen las conclusiones de la investigación y en el
Capítulo 11 se incluye una propuesta de líneas de investigación futura.
10
Page 43
3. MEDIOS NO SATURADOS; TÉCNICAS DE CONTROL
3.1. Succión total, matricial y osmótica
3.1.1. Concepto de succión. Evolución
Los primeros grandes problemas y retos geotécnicos en Ingeniería Civil, tales
como los corrimientos del Puerto de Gotemburgo, los deslizamientos de trincheras en
los ferrocarriles suecos, los deslizamientos en el Canal de Kiel en Alemania, los
asientos de rascacielos en Chicago y el hundimiento del Campanile de Venecia,
involucraban a capas de arcillas saturadas, motivo por el cual la Mecánica de Suelos
dio sus primeros frutos en el ámbito de los suelos saturados (Terzaghi y Peck, 1943;
Bishop y Henkel, 1962).
Sin embargo, muchas estructuras de tierra se encuentran en ocasiones en
condiciones no saturadas (rellenos, subbases de carretera, presas, suelos reforzados
con geotextiles, etc,...), con el agua en un estado de succión (presión inferior a la
atmosférica), resultando difícil abordarlo con la Mecánica de Suelos clásica. Aunque
los primeros tratadistas asimilaron la succión al fenómeno de la capilaridad, los
procesos tales como el colapso, la expansividad, la estabilidad de taludes
prácticamente verticales, la preconsolidación por desecación, la capacidad de
retención de agua y el flujo de agua en suelos no saturados requieren unos
fundamentos de mayor alcance, que consideren expresamente las 3 fases
constituyentes del suelo no saturado. Lógicamente, las interrelaciones físicas entre
ellas han de incorporar la ley de gases ideales, la ley de Boyle, la ley de Dalton y la ley
de Henry (Yoshimi y Osterberg, 1963; Schuurman, 1966; Fredlund y Rahardjo, 1993).
Bajo una aproximación no académica, cabe definir la succión de un suelo como
la intensidad con que retiene o capta agua, esto es, la medida de la afinidad de un suelo
por el agua.
Se puede establecer una analogía entre la ascensión del agua por tubos capilares
y los conductos porosos que conforman las partículas del esqueleto sólido de un suelo,
11
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 44
por lo que se comprendería el carácter negativo de la presión intersticial del agua
(succión). La expresión que gobierna el fenómeno de la capilaridad se conoce como
ecuación de Kelvin:
Ascensión capilar: s
s
w
wa
RTuu ⋅
=− 2γ
siendo:
wa uu − ≡ succión capilar: ( au ≡ presión del aire; wu ≡ presión del agua)
wγ ≡ peso específico del agua
sT ≡ tensión superficial
sR ≡ radio del menisco o del poro equivalente.
Ciertamente, el modelo capilar es aplicable a suelos granulares, al predominar la
acción de las fuerzas de masa entre las fases. En ese sentido, diversos investigadores
han desarrollado modelos microestructurales del esqueleto sólido asumiendo partículas
esféricas y meniscos capilares toroidales aislados, de cuya tensión superficial derivan
las fuerzas intergranulares en función de la succión (Blight, 1967; Gili, 1988; Cho y
Santamarina, 2001). Este modelo también da respuesta a fenómenos como el valor de
entrada de aire de piedras porosas, la “rotura capilar” (Ap. 4.5.6) y, en parte, a la
histéresis de las curvas características (Ap. 3.2.4).
Aunque se han presentado algunas propuestas de formulación trifásica para
suelos no saturados considerando la fase gaseosa como burbujas o como meniscos que
obedecen a la expresión de Kelvin (Schuurman, 1966; Barends, 1979), se ha
demostrado que existen serias inconsistencias al tratar de particularizarla en la
transición al estado saturado (Fredlund y Rahardjo, 1993). De hecho, el fenómeno de
capilaridad es una interpretación muy simplificada de los procesos que realmente
intervienen en la retención de agua en el suelo, y por ende, en la succión. Así, en los
suelos arcillosos prevalecen las fuerzas de adsorción desarrolladas entre las láminas
arcillosas y las moléculas de agua, no siendo el tamaño medio de los poros el
parámetro que gobierna la “afinidad por agua”, sino la naturaleza de los minerales
arcillosos constituyentes del suelo y el grado de saturación. En menor medida influyen
la fábrica y la configuración de los poros de la matriz sólida, su historia tensional y la
12
Page 45
composición del agua de los poros (Fredlund y Rahardjo, 1993; Lu y Likos, 2004;
Mitchell y Soga, 2005).
Los orígenes de los estudios sobre la interacción suelo-agua en un contexto
energético datan de finales del siglo XIX (citado por Croney y Coleman, 1961),
cuando los ingenieros agrónomos estadounidenses trataron su relación con el
crecimiento de las plantas (Briggs, 1897). Briggs propuso la idea de cuantificar el
estado del agua del suelo mediante la energía necesaria para extraerla hasta una masa
de agua libre de referencia. Buckingham (1907) definió el potencial capilar del agua
en el suelo como el trabajo que hay que realizar para desplazar, en sentido contrario al
de las fuerzas capilares, la unidad de masa de agua del suelo a la presión atmosférica
desde un nivel de agua libre, a la cual se le asigna potencial nulo, hasta el punto
considerado. Buckingham añadió que el potencial capilar es una función del grado de
saturación, la cual varía con el tipo de suelo, y para un mismo suelo, depende de su
estructura. De manera implícita, únicamente atribuía a la capilaridad la capacidad que
tienen los suelos de contrarrestar o vencer las fuerzas gravitacionales en el movimiento
del agua. Los trabajos de Gardner (1920), Richards (1928), Edlefsen (1934) y
Schofield (1935) se desarrollaron en los mismos términos.
3.1.2. Planteamiento termodinámico; energía libre
El trabajo de Edlefsen y Anderson (1943), dedicado a la aplicación de los
principios de la termodinámica a la humedad del suelo, significó un avance
determinante en la posterior concepción del potencial y de la succión, los cuales
siguen vigentes en la actualidad (Mitchell y Soga, 2005; Lu, 2008).
Frente a los trabajos planteados en términos de entropía, que pueden resultar
muy generales para estos propósitos, o los enfocados como potencial, en ocasiones de
alcance restringido (por ejemplo, no da cuenta del efecto de la temperatura, tan
importante en la fase vapor), dichos autores postulan que el incremento de energía
libre específica ( f ) es la función más útil para el estudio de la humedad del suelo.
Así, la International Union of Soil Science (I.U.S.S.), nombre actual de la antigua
International Society of Soil Science, se acoge a este postulado. La función de energía
libre específica también se ha empleado para demostrar la existencia de una tensión
13
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 46
efectiva en suelos no saturados (Hutter et al, 1999; Murray, 2002; Laloui et al, 2003) y
como sustento teórico de modelos constitutivos en suelos no saturados (Tamagnini y
Pastor, 2004).
La función termodinámica de energía libre específica ( f ) tiene unidades de
energía por unidad de masa de agua pura y puede expresarse como:
STvPef ⋅−⋅+=
siendo:
e ≡ energía interna
P ≡ presión
v ≡ volumen
T ≡ temperatura absoluta
S ≡ entropía.
Por ejemplo, a cero grados y a una atmósfera de presión, la energía libre del
agua libre pura vale – 1,598 erg/g.
Edlefsen y Anderson (1943) demostraron el carácter negativo de la energía libre
del agua en suelos no saturados y la igualdad de energía libre de varias fases (sólido,
gas o líquido) que coexistan en equilibrio ( fΔ =0), lo que permite deducir la ley
psicrométrica, en virtud de la cual se podrá conocer la energía libre a partir de la
humedad relativa en equilibrio termodinámico con una solución acuosa de
concentración conocida (Apéndice 2). También incorporaron la ley de van´t Hoff de
presión osmótica, así como el concepto de campo de fuerzas de adsorción en las
proximidades de esqueleto sólido, demostrando la necesidad de su existencia para
poder interpretar experiencias sobre la presión de vapor y el punto de congelación del
agua del suelo. Edlefsen y Anderson (1943) también formularon la relación existente
entre la energía libre y cada una de las variables intervinientes (temperatura, presión
hidrostática, tensión superficial, presión osmótica, presión de vapor, concentración de
soluto, etc,...) e interrelaciones entre todas ellas.
14
Page 47
3.1.3. Energía libre y potencial
El tomo “Moisture equilibria and moisture changes in soils beneath covered
areas” (Aitchison, 1965), editado como anticipo del Congreso sobre suelos expansivos
de Texas (1965), “International research and engineering Conference on expansive
clay soils”, trata de unificar y clarificar en términos ingenieriles la teoría de energía
libre desarrollada por Edlefsen y Anderson (1943) y adoptada por la I.U.S.S.
A continuación se deduce la relación existente entre la energía libre ( f ) y el
trabajo (W ) desarrollado por los posibles campos de fuerzas intervinientes en el
sistema agua-suelo, tomado como reversible. El trabajo infinitesimal total realizado
por el sistema agua-suelo ( dW ) se separará en dos componentes: el trabajo de
expansión ( dVP ⋅ ), realizado contra la presión “ P ”, y los trabajos de cualquier otro
tipo ( mdW ). Esto es:
mdWdVPdW +⋅=
Recordando la expresión de la energía libre diferenciada y los dos primeros
principios de la termodinámica:
Función de la energía libre: dTSdSTdPVdVPdedf ⋅−⋅−⋅+⋅+=
1er Principio de la Termodinámica: dWdqde −=
2º Principio de la Termodinámica: TdqdS /= → dSTdq ⋅=
Incorporando el 2º Principio en el 1º y sustituyendo el trabajo por sus dos
componentes, se tiene:
mdWdVPdSTde −⋅−⋅=
Finalmente, llevando esta última expresión a la de la energía libre, resulta:
dTSdPVdWdf m ⋅−⋅+−=
Asumiendo que tanto la presión como la temperatura sean constantes durante el
proceso ( 0=dT ; 0=dP ), resulta finalmente:
mdWdf =−
15
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 48
En conclusión, en un proceso reversible, la disminución de energía libre
específica del agua del suelo equivale al trabajo (por unidad de masa) realizado por las
fuerzas del sistema (sin que intervenga el trabajo de expansión a presión P ).
En procesos irreversibles, tales como la compactación, la consolidación,
deformaciones de corte, etc,... parte de la energía se disipará en forma de calor, con lo
que el trabajo de dichas fuerzas será menor que la disminución de energía libre:
calorm dWdWdf −=− , siendo: mdWdf >−
Por conveniencia, al igual que se hace con los potenciales, la energía libre se
estudia de modo incremental, fijándose respecto de un nivel conocido: la del agua pura
libre a cierta temperatura.
Si además de las restricciones anteriores (reversibilidad; 0=dT ; 0=dP ), se
admite que el movimiento del agua en el suelo es lento, podrá asumirse que no existe
pérdida de energía por rozamiento, con lo que el sistema será conservativo. Por tanto,
y siguiendo la teoría de campos conservativos, cada campo de fuerzas ( iFr
)
intervinientes en el sistema llevará asociado un potencial escalar (Φ ) y el trabajo
realizado por cada iFr
entre dos puntos cualesquiera A y B será independiente del
camino seguido. Dicho potencial vale precisamente la diferencia de los valores que
tiene la energía libre específica del agua en dichos puntos:
ΔΦ=Φ−Φ=⋅−=⋅−=−=Δ ∫∫ BA
B
A
B
ABA dlFldFfffrr
En suma, con las condiciones antedichas, el concepto de potencial escalar (Φ )
se identifica con el de energía libre específica (que viene a ser un potencial
termodinámico).
Esta expresión permite formalizar los potenciales escalares asociados a cada uno
de los campos vectoriales ( iFr
) que intervienen en la interacción entre las partículas de
suelo y el agua. La identificación de cada uno de estos campos permitirá comprender
las diferentes técnicas de laboratorio empleadas en suelos no saturados (Ap. 3.6).
16
Page 49
3.1.4. Campos de fuerzas intervinientes: matriciales y osmóticas
Estos campos de fuerzas Fr
pueden dividirse en dos grupos: los exteriores y los
interiores. Los campos de fuerzas exteriores son los debidos a causas ajenas a la
naturaleza de las partículas del suelo o del agua de los poros, en tanto que los
interiores provienen de fenómenos de interacción físico-química de diversos orígenes
entre las arcillas y el agua.
Los campos de fuerzas exteriores se reducen al campo gravitacional, si bien
algunos investigadores incluyen el campo debido a la presión exterior ejercida por las
sobrecargas y el debido a la presión impuesta a la fase gaseosa.
Entre los campos de fuerzas interiores se distinguen los campos generados por
las fuerzas osmóticas y por las matriciales. El campo de fuerzas matriciales, a su vez,
se subdivide en fuerzas capilares y de adsorción, pero se tratan conjuntamente por la
dificultad de separar ambos fenómenos. Las fuerzas de adsorción, de mayor intensidad
y dominantes en suelos cohesivos, obedecen a fenómenos físico-químicos en la
superficie de las láminas arcillosas, derivados de la carga neta negativa de la red
cristalina (procedente de las sustituciones isomórficas) y de la energía de hidratación
de los cationes interlaminares. La repulsión entre las láminas de arcilla está
compensada por la atracción producida por los cationes interlaminares, los cuales,
dependiendo de su estructura electrónica, tendrán una determinada energía de
hidratación. Por otra parte, también debe considerarse la tendencia de los cationes a
dispersarse, de forma que la ley de distribución de potencial en función de la distancia
a la superficie de la lámina de arcilla varía exponencialmente, dando lugar a la
formación de la denominada capa difusa (Grim, 1962; Lambe y Whitman, 1969; Van
Olphen, 1977; Mitchell y Soga, 2005).
El campo de fuerzas osmóticas es fruto de la existencia de zonas con agua
intersticial con concentraciones diferentes, lo que daría lugar al desplazamiento, en un
sentido u otro, tanto de las moléculas de agua como de los iones. En suelos granulares
estos dos sentidos coexisten hasta llegar a una situación de equilibrio, con igual
concentración en toda la masa de agua. No obstante, en los suelos arcillosos ha de
hacerse distinción entre los fenómenos osmóticos derivados de la composición del
17
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 50
agua de los poros (intersticial) y los que ocurren a nivel de partícula, asociados a la
variación de concentración en el agua de la capa difusa de las arcillas (Barbour y
Fredlund, 1989; Mitchell y Soga, 2005). Así, ha de considerarse el hecho de que en la
superficie de la lámina de arcilla hay una o varias monocapas de iones fuertemente
adsorbidos (capas de Stern) y por tanto, incapaces de difundirse libremente. Así pues,
la única posibilidad de evolucionar hacia la situación de equilibrio es que las
moléculas de agua se desplacen hacia el interior de la capa difusa, produciendo su
expansión. En realidad, se advierte que este comportamiento equivale al de una
membrana semipermeable (ver Ap. 3.6.3 y 3.6.4), con capacidad para el paso del
solvente y no del soluto (Bolt, 1956; Mitchell y Soga, 2005).
La ósmosis está gobernada por la ley de van´t Hoff, en virtud de la cual, para
conseguir que no se produzca movimiento de moléculas de agua en ningún sentido
cuando entran en contacto dos medios acuosos con diferente concentración, es
necesario aplicar una presión hidrostática, denominada presión osmótica ( OP ), de
valor:
[ ]BAO CCTRP −⋅⋅=
siendo:
R ≡ constante universal de los gases (83166000 erg/ºK⋅mol)
T ≡ temperatura absoluta (ºK)
CA y CB ≡ concentraciones molares en dos puntos diferentes del suelo.
A título orientativo, una solución 0,001 M de ClNa a temperatura ambiente da
lugar a un descenso de presión osmótica de 50 cm de columna de agua.
Por lo expuesto anteriormente, y asumiendo que, bien la muestra de suelo se
ensaya en laboratorio (y por tanto, se amasa con aguas muy puras), o bien procede de
un entorno no expuesto a fuentes de agua cargada en sales o contaminadas, se sigue
que, si se comienza a desecar el suelo, se ve afectada primordialmente la componente
matricial, al ser el agua intersticial, y no la ligada a las láminas arcillosas, la que
primero se desplaza. Sólo cuando se alcanzan succiones muy elevadas, con el suelo ya
en un estado muy desecado, comienzan a desprenderse las moléculas de agua de
18
Page 51
hidratación de las capas más alejadas, modificándose paulatinamente la componente
osmótica (Fredlund y Rahardjo, 1993). En la Figura 3.1 se recogen los resultados de
medida en laboratorio del potencial matricial, del potencial osmótico y del potencial
total (suma de ambos) de Krahn y Fredlund (1972) en la arcilla expansiva de “Regina”
con diferentes humedades. En ella se aprecia, en relación a la componente matricial, la
escasa variación de la osmótica, con una leve tendencia a aumentar con la pérdida de
humedad.
Figura 3.1. Resultados de medida en laboratorio del potencial matricial, osmótico y del potencial
total (suma de ambos). Krahn y Fredlund (1972).
Los campos de fuerzas exteriores tienden a expulsar agua del suelo. Por ejemplo,
la gravedad tiende a arrastrar los meniscos de agua aislada en la zona vadosa del suelo
hacia el nivel freático. Por el contrario, el campo de fuerzas matriciales (capilar y de
adsorción) tiende a retener las moléculas de agua en el interior del suelo. Tan sólo el
campo de fuerzas osmóticas puede tener ambos comportamientos, dependiendo de la
diferencia de concentración que pueda haber entre el agua de la masa de suelo y el
agua exterior.
19
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 52
3.1.5. Potenciales asociados a los campos de fuerzas
Con respecto al campo gravitatorio, la unidad de masa de agua estará sometida a
una fuerza vertical y hacia abajo, que será igual al producto de la masa por la
aceleración de la gravedad. La I.U.S.S. define el potencial gravitatorio del agua en un
punto ( gΦ ) como la cantidad de trabajo que ha de realizarse para desplazar reversible
e isotérmicamente la unidad de masa de agua pura desde el nivel de referencia hasta el
punto de suelo considerado. Así, el potencial gravitatorio se define como:
zgdzgdlFldFB
fn
B
fn g
B
fn gg ⋅=⋅−=⋅−=⋅−=Φ ∫∫∫ ......
rr
donde z representa la cota respecto al nivel de referencia (el nivel freático: n.f.).
En cuanto al campo debido a la presión exterior en la fase gaseosa (potencial
neumático), se asumió que el suelo está sujeto de modo permanente a la presión
atmosférica, prácticamente constante. No obstante, dicho campo cobra relevancia en
las manipulaciones de laboratorio, donde la presión de la fase gaseosa se modifica con
técnicas tales como la de traslación de ejes (Ap. 3.6.3). La I.U.S.S. no incluye
explícitamente la definición del potencial neumático. Tan sólo indica que ha de tenerse
en cuenta cuando la presión de la fase gaseosa sea mayor que la atmosférica.
De los campos de fuerzas matriciales (capilares y de adsorción) se deriva el
potencial matricial. La I.U.S.S. define el potencial matricial del agua en un punto
( mΦ ) como el trabajo por unidad de agua pura que ha de realizarse para desplazar
reversible e isotérmicamente hasta un punto del agua del suelo, la unidad de agua pura
con la misma composición, a la misma cota y presión gaseosa que el punto que se
considera. Entonces, el potencial matricial se expresará como:
mw
mB
fnw
mB
fn m
B
fn mm SgP
dldsdlds
PdldsP
mdlF
m⋅−==⋅⋅
⋅⋅−=⋅⋅⋅−=⋅⋅−=Φ ∫∫∫ ρρ......
11
donde:
mF ≡ fuerzas matriciales por unidad de masa de agua
mP ≡ presión matricial (o succión matricial, por ser inferior a la atmosférica)
20
Page 53
wmm PS γ= ≡ succión matricial expresada en unidades de longitud.
Del campo de las fuerzas de naturaleza osmótica deriva el potencial osmótico.
La I.U.S.S. define el potencial osmótico (o de soluto) del agua en un punto ( oΦ ) del
suelo como el trabajo que debe realizarse por unidad de masa de agua pura, para
trasladar reversible e isotérmicamente la unidad de agua pura a una cota dada y a la
presión atmosférica, hasta un punto con agua idéntica en composición al agua del
punto considerado del suelo, pero en las mismas condiciones de cota y de presión
atmosférica. Así, el potencial osmótico valdrá:
πρρ
⋅==⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅⋅=⋅⋅−=Φ ∫∫∫ gP
dldsdlds
PdldsP
mdlF
m w
oB
fnw
oB
fn o
B
fn oo ......
11
siendo:
oF ≡ fuerzas osmóticas por unidad de masa de agua
oP ≡ presión osmótica
woP γπ = ≡ succión osmótica expresada en unidades de longitud.
3.1.6. Potencial total y succión
Como se ve, todos los fenómenos que condicionan el estado del agua en el suelo
pueden computarse conjuntamente, sin más que sumar los potenciales escalares que
derivan de los campos descritos. Entonces, resulta:
( ) hgSzg
gSgzg
mT
momgiT
⋅=−−⋅=Φ
=⋅−⋅−⋅=Φ+Φ+Φ=Φ=Φ ∑π
π
Como todos los términos ( mSz ,,π ) tienen la dimensión física de una longitud y
cada uno representa en forma escalar la acción del campo de fuerzas correspondiente,
medido respecto del nivel de referencia, todo el paréntesis de la fórmula anterior podrá
sustituirse por una altura ( h ), que representa la acción resultante de todos los
potenciales.
La I.U.S.S. define el potencial total del agua en un punto ( TΦ ) como el trabajo
que debe realizarse por unidad de masa de agua pura para llevar reversible e
21
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 54
isotérmicamente la unidad de agua pura, a una cota determinada, y a la presión
atmosférica hasta el punto considerado del suelo.
Como en una muestra de laboratorio se puede despreciar la cota ( z ), cuando se
mida en laboratorio la intensidad de las fuerzas capilares, de adsorción y osmóticas se
podrá hablar indistintamente de potencial total del agua ( TΦ ) o de succión total
( totalS ):
( ) totalmT SgSg ⋅−=−−⋅=Φ π
3.2. Relación entre la succión y la humedad en suelos. Curvas características
A tenor de lo expuesto anteriormente, la humedad de equilibrio de un suelo no
saturado depende de la succión que imponen las condiciones ambientales en el entorno
y de la naturaleza del propio suelo. Se denomina curva característica de un suelo (soil-
water characteristic curve, SWCC) a la relación entre la succión impuesta y la
humedad de equilibrio. Dicha relación recibe también otras denominaciones (relación
succión-humedad, curva de retención, etc,...).
La importancia de dicha curva radica en su relativa sencillez de obtención,
proporcionando buenas estimaciones de otros parámetros fundamentales de los suelos
no saturados, más difíciles de obtener en laboratorio. Así, actualmente el modo más
común de determinar indirectamente la función de conductividad hidráulica de un
suelo no saturado es a partir de su permeabilidad saturada y de la curva característica,
si bien existen diversos procedimientos (Marshall, 1958; van Genuchten, 1980;
Mualem, 1976; Fredlund et al, 1994; Leong y Rahardjo, 1997b).
La curva característica de un suelo se determina en laboratorio mediante las
técnicas expuestas en el Apartado 3.6. Basta con imponer diferentes succiones a cada
una de las muestras de una serie y, una vez alcanzado el equilibrio, determinar sus
humedades. En el ámbito de esta investigación, la curva característica ha permitido
estimar la resistencia al corte del suelo, que a la postre se requiere para definir la
eficiencia de la interfaz suelo-geotextil para cualquier succión.
22
Page 55
Algunos investigadores han obtenido de modo indirecto las curvas
características desde una aproximación teórica y a nivel estructural, partiendo de las
curvas de distribución de tamaños de poros (PSD), asumiendo que éstos están
interconectados y que pueden representarse mediante esferas equivalentes de
diferentes radios distribuidas aleatoriamente, con una función de distribución f(r).
Aceptando una interacción estrictamente capilar y haciendo uso de la expresión de
Kelvin (Ap. 3.1.1) , que relaciona la succión y el radio de curvatura del menisco, si se
conoce f(r), su integración da la expresión que relaciona la humedad y la succión (van
Genuchten, 1980; Fredlund y Xing, 1994). Con todo, al omitir los fenómenos de
adsorción, se cuestiona dicho enfoque en suelos cohesivos. También existen
estimaciones a partir de la curva granulométrica, denominadas en ámbito de Física de
Suelos como “Pedo-Transfer Functions”. Gupta y Larson (1979), Ayra y Paris (1981)
y Fredlund et al (2002) han sugerido métodos para su estimación.
3.2.1. Representación de la curva característica
La cuantificación del agua contenida en el esqueleto sólido puede expresarse
mediante la humedad gravimétrica clásica (w), mediante la humedad volumétrica (θ )
o mediante el grado de saturación (SR). Los dos últimos parámetros vienen referidos a
valores que pueden llegar a ser variables (volumen de huecos de la muestra), pues si el
suelo es una arcilla plástica húmeda, la desecación del suelo va acompañada de cierta
retracción del esqueleto sólido, lo cual exigiría la medida de la evolución del volumen
de la muestra mediante la curva de retracción. Esta curva relaciona la humedad del
suelo y el índice de huecos (Jiménez Salas y Justo Alpañés, 1975; Fredlund, 2002;
Cerato y Lutenegger, 2006). La humedad (o límite) de retracción (ws) es aquélla por
debajo de la cual el suelo ya no retrae.
Pese a que la humedad gravimétrica es más sencilla de determinar, omite el
cambio potencial de volumen de la muestra, por lo que, si hay inestabilidad
volumétrica, se recomienda construir, con ayuda de la curva de retracción, la curva
característica en función de alguno de los otros dos parámetros. De esta manera
resultan curvas características de mejor interpretación (Fredlund, 2002).
23
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 56
Dado que los cambios de humedad sólo son apreciables si la succión varía en
escalones de órdenes de magnitud, ésta se representa por lo general en escala
logarítmica decimal. Se define el pF como el logaritmo decimal de la succión
existente, expresada en centímetros de columna de agua (Schofield, 1935). Así por
ejemplo, un pF=4 corresponde a ≈1 MPa.
Con el propósito de transformar la medida de la humedad a una variable
adimensional de mejor tratamiento matemático, en ocasiones se ha sugerido dividir la
humedad (gravimétrica o volumétrica) entre la que corresponde a las condiciones
saturadas sin confinamiento (ws ó sθ ). Dicho cociente se conoce como humedad
adimensional (gravimétrica o volumétrica). Si la estructura del suelo se puede
considerar como volumétricamente estable, ambas humedades adimensionales se
hacen equivalentes, coincidiendo también con el grado de saturación. También puede
definirse la humedad normalizada (tanto gravimétrica como volumétrica) cuando se
estudia el comportamiento del suelo entre las condiciones saturadas y las denominadas
“residuales”. Las definiciones de estos cuatro conceptos se recogen en la Tabla 3.1.
Tabla 3.1. Adimensionalización y normalización de la humedad en suelos no saturados.
Definición Observaciones
Gravimétrica 0W
W
sdg V
Vww
==Θ
Hum
edad
ad
imen
sion
al
Volumétrica s
dv θθ
=Θ
Si el suelo es volumétricamente estable: rdvdg S=Θ=Θ
Humedad volumétrica: Total
agua
VV
=θ
Gravimétrica rs
rng ww
ww−−
=Θ
Hum
edad
no
rmal
izad
a
Volumétrica rs
rnv θθ
θθ−−
=Θ=Θ
Leyenda:
≡sw hum. gravimétrica de saturación
≡sθ hum. volumétrica de saturación
≡rw hum. gravimétrica residual
≡rθ hum. volumétrica residual
Condiciones residuales (ver Ap. 3.2.2)
24
Page 57
3.2.2. Puntos singulares de la curva
En la Figura 3.2 se muestran las curvas características teóricas de materiales
rígidos porosos. Así, teóricamente, si presentaran tamaños de poro uniformes,
adoptaría la curva 1; sin embargo, es raro que no se presenten fenómenos de
superficie, con lo que la curva 2 reproduciría mejor su comportamiento. En caso de un
material con dos tamaños de poros, la curva se asemejaría a la 3; y finalmente, si es un
medio con todo un rango de tamaños de poro, a la curva 4.
En la Figura 3.3 se muestran curvas características típicas reales según la
naturaleza del suelo, que en general adoptan una forma de “S” invertida (curva
unimodal o sigmoidal). Los suelos con una curva granulométrica marcadamente
discontinua o rocas con micro y macroporosidad (Mitchell y Soga, 2005) suelen dar
lugar a curvas características más discontinuas (bimodales), a modo de doble “S”
invertida (Durner, 1994; Burger y Shackelford, 2001; Camapum de Carvalho et al,
2002), como la curva 2 de la Figura 3.3.
Como se ve, las curvas características unimodales quedan definidas básicamente
con tres ramas, acotadas con 4 puntos, correspondiendo los extremos al suelo saturado
sin confinamiento y al suelo totalmente seco. A este último estado (de humedad nula),
se le asigna la succión de 1000 MPa (Koorevaar et al, 1983; Fredlund, 1964, Wilson et
al, 1994, Vanapalli et al, 1998). Esto tiene un respaldo teórico basado en
consideraciones termodinámicas (Richards, 1965). En efecto, si se aplica la ley
psicrométrica (Apéndice 2), a 20º C y a una humedad relativa de Hr=0,01 %, resulta
una succión de 1026 MPa. A efectos prácticos, la humedad nula se alcanza al secar en
estufa a 105º C.
Los puntos centrales de la curva, que se describen a continuación, delimitan
rangos de cambio de comportamiento del suelo (Vanapalli et al, 1996; Sillers et al,
2001; Fredlund, 2002). Véase la Figura 3.4.
25
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 58
Figura 3.2. Curvas características teóricas (tomadas de Fredlund, 2002).
Figura 3.3. Curvas características típicas reales según la naturaleza del suelo (tomadas de
Fredlund, 2002).
26
Page 59
Figura 3.4. Puntos singulares de la curva característica.
- Valor de entrada de aire (bubbling pressure o air entry value, bψ ): es la
succión por encima de la cual el suelo pierde la saturación completa,
dando lugar a que comience a entrar aire en los huecos de mayor tamaño.
En dicho entorno la pendiente de la curva cambia drásticamente, pues una
variación moderada de la succión da lugar a pérdidas significativas de
humedad. El valor de entrada de aire suele ser pequeño y puede rondar
entre 0,2 a 7,5 kPa para arenas, entre 7 y 25 kPa para limos y mayor a 25
kPa para arcillas (Aubertin et al, 1998). Si el suelo es poco deformable, el
valor de entrada de aire se corresponde con la humedad volumétrica de
saturación ( Sθ ). No obstante, Aubertin et al (1998) sugieren que para
suelos compresibles el valor de entrada de aire ( bψ ) se corresponde con
una humedad volumétrica Sθθ ⋅= 9,0 ;
- Succión residual ( rψ ): es el valor de la succión a partir del cual un
aumento muy significativo de la succión apenas reduce la humedad, pues
el agua está ligada al suelo por fuerzas físico-químicas de adsorción
elevadas. El agua se encuentra aislada e inmóvil en pequeños meniscos y
se caracteriza por que el movimiento sólo se produce a través de la fase de
vapor (Oloo y Fredlund, 1996; Vanapalli et al, 1996), lo cual también
27
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 60
repercute en la función de conductividad hidráulica (Barbour, 1998). No
existe un método estandarizado de laboratorio para hallar la succión
residual. Leong y Rahardjo (1997a) y Vanapalli et al (1998) proponen un
método gráfico para determinar tanto el valor de entrada de aire, como la
succión residual. La humedad correspondiente al estado residual se
denomina humedad volumétrica residual ( rθ ).
El tramo con succiones inferiores al valor de entrada de aire ( bψ ) se suele
denominar rango de saturación. El tramo de succiones delimitado por el valor de
entrada de aire ( bψ ) y por la succión residual ( rψ ) se denomina rango de transición,
que a su vez, puede subdividirse en el rango de transición primaria y secundaria,
limitados por un punto de ligera inflexión. Se denomina rango residual al acotado
entre la succión residual y la succión impuesta en estufa a 105º C (≈1000 MPa). En los
suelos arcillosos expansivos la inflexión entre este tramo y el de transición es muy
poco marcada, siendo complicado estimar la succión residual (Vanapalli et al, 1999;
Sillers et al, 2001; Fredlund, 2002). Así, algunos investigadores propugnan que para
determinar la humedad de equilibrio en arcillas expansivas se sequen en estufa a 150º
C (Tessier, 1984; Tan y Cui, 2005).
3.2.3. Factores que influyen en la curva
Hay evidencias experimentales de la influencia de la plasticidad en la succión
del suelo, que se refleja en la pendiente del tramo de transición de la curva
característica (Black, 1962; Mitchell y Avalle, 1984; Fleureau et al, 1990; Miller et al,
2002; Marinho, 2005). En ocasiones, la valoración de dicha pendiente se computa
mediante la capacidad de succión (C), esto es, la pérdida de humedad en tanto por
ciento al variar en un orden de magnitud la succión. Diversos autores han puesto de
manifiesto la relación entre la capacidad de succión y el límite líquido (Burland, 1990;
Jucá, 1990; Ho et al, 1992; Marinho, 1994). Jucá y Frydman (1996) han recopilado
diversos resultados. Véase la Figura 3.5.
En los suelos finos remoldeados, la humedad de compactación también influye
en gran medida. Diversos autores (Diamond, 1970; Ahmed et al, 1974; Delage et al,
1996) han estudiado su inmediata influencia en la curva de distribución de tamaños de
28
Page 61
poros (PSD), que como se ha visto, condiciona la curva característica. En la Figura 3.6
se comparan, para diferentes humedades respecto a la óptima del PN, las curvas de
distribución de tamaños de poros de un suelo fino compactado estáticamente (Ahmed
et al, 1974). Hay otras investigaciones en las que se han obtenido resultados similares
(Atabek et al, 1991; Wan et al, 1995).
Figura 3.5. Relación entre el límite líquido y la capacidad de succión (Jucá y Frydman, 1996).
Figura 3.6. Comparación de las curvas PSD de un suelo compactado al PN, según la desviación de
la humedad respecto de la óptima (Ahmed et al, 1974).
29
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 62
Delage et al (1996), apoyándose en la representación esquemática de la fábrica
de las arcillas de Alonso et al (1987), sostienen que la forma bimodal de la PSD en las
muestras compactadas del lado seco se debe al “apelmazamiento” por humectación
puntual del suelo antes de compactar, formándose dos niveles de porosidad:
interagregados (macroestructura) e intraagregados (microestructura). Por el contrario,
los poros de los suelos compactados del lado húmedo no muestran dichos rasgos, están
más ocluidos y menos interconectados, ofreciendo, en consecuencia, mayor resistencia
a la desecación. Dicha argumentación es consistente con la descripción de Barden y
Sides (1970) y Mitchell y Soga (2005).
Si se trata de una arcilla expansiva compactada, Gens et al (1995) señalan, en
referencia a los dos niveles de estructura en el esqueleto sólido, que el nivel
intraagregado (microscópico) está asociado a poros saturados, con un predominio de
interacciones físico-químicas reversibles entre el agua y la arcilla, en tanto que el
interagregado (macroscópico) se ajusta al comportamiento de los suelos no
expansivos.
La Figura 3.7 (Leong y Rahardjo, 2002), en la que se muestra la succión
matricial inicial de muestras de un suelo residual de baja plasticidad (LL=38 %),
revela que no es tanto la energía de compactación, como el lado (seco o húmedo)
donde se sitúa la humedad de amasado, el que, al configurar en última instancia la
estructura de la microfábrica, marca la tendencia de la succión inicial. Las curvas
características de una arcilla arenosa (LL=35 % y 72 % de finos) presentadas por
Vanapalli et al (1999) también ponen de manifiesto la repercusión que tiene compactar
del lado húmedo o seco (Fig. 3.8). Con todo, las curvas convergen para succiones muy
elevadas. Igualmente se infiere su influencia a través de resultados de curvas de
retracción del suelo (Ho et al, 1992). Véase la Figura 3.9.
En cuanto a la energía de compactación aplicada a suelos finos, parece lógico
que cuanto mayor sea ésta, menor será el tamaño de los poros y, por ende, mayor el
valor de entrada de aire. Esto se ha comprobado experimentalmente, siendo tanto más
acusado cuanto mayor sea la plasticidad del suelo (Tinjum et al, 1997; Romero, 1999;
Miller et al, 2002; Leong y Rahardjo, 2002).
30
Page 63
Figura 3.7. Influencia del lado de la humedad y la energía de compactación en la succión inicial
de un suelo residual de baja plasticidad (Leong y Rahardjo, 2002).
Figura 3.8. Influencia del lado de la humedad de compactación en la curva característica de una
arcilla arenosa (Vanapalli et al, 1999).
31
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 64
Figura 3.9. Influencia del lado de la humedad de compactación en las curvas de retracción (Ho et
al, 1992).
Finalmente, en lo concerniente a las implicaciones de la historia de tensiones, las
primeras investigaciones de Croney y Coleman (1953) ya apuntaban que, para una
misma humedad, la sobreconsolidación da lugar a una reducción de la succión.
Mediante la técnica de porosimetría por intrusión de mercurio, Delage y Leefbvre
(1983) comprobaron en muestras de arcilla el aumento del valor de entrada de aire con
la presión de consolidación. Barbour (1998), Vanapalli et al (1999) y Fredlund (2002)
lo verificaron, respectivamente, en un limo, una arcilla arenosa y una arcilla
expansiva.
También se ha constatado el efecto de la temperatura en la curva característica
(Tan y Cui, 2005). Esto se apreciará en la Figura 3.21.
Un factor crítico es el tiempo que requieren las muestras para alcanzar el
equilibrio en las determinaciones de laboratorio. Éste depende de la técnica empleada
(Ap. 3.6) y del sentido de la variación de la humedad: el equilibrio en un proceso de
humectación lleva más tiempo que en desecación (Jucá, 1990).
32
Page 65
3.2.4. Histéresis
Habitualmente, la curva característica se determina en sentido de desecación
(drying path) de la muestra (Fredlund, 2002), desde un estado de “slurry”. Se ha
verificado experimentalmente que si se procede en sentido de humectación (wetting
path), la curva suele diferir notablemente, encontrándose siempre por debajo de la
curva de desecación (para una misma succión, la humedad es menor). A este
fenómeno se le conoce como histéresis. Entre estas dos curvas extremas, las
trayectorias de desecación o humectación parciales, describirán ramas secundarias
(scanning curves) delimitadas por las anteriores (Childs, 1969). Véase la Figura 3.10.
Figura 3.10. Histéresis de una curva característica tipo (adaptada de Manzanal, 2008).
El mecanismo responsable en última instancia de la histéresis entre la rama de
desecación y la de humectación no está totalmente clarificado. El fenómeno se ha
atribuido generalmente a la superposición de 5 fenómenos más elementales (Bear,
1979; Hillel, 1980; Iwata et al, 1995):
- La heterogeneidad en la distribución de tamaños de poros, conocida como
efecto “cuello de botella” (Terzaghi, 1943; Taylor, 1948), según el cual,
pese a que los primeros poros en humectarse son los de menor tamaño, al
humectarse de nuevo un suelo, puede ocurrir que la saturación de algún
33
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 66
poro pequeño quede impedida por estar comunicado únicamente por poros
mayores;
- Aire atrapado, que, a la inversa que el caso anterior, si un poro grueso sólo
está comunicado por poros pequeños, el aire puede quedar ocluido durante
la humectación (Fredlund y Rahardjo, 1993);
- Irreversibilidad de la adsorción, la condensación capilar y otros procesos
físico-químicos irreversibles en la superficie de las láminas arcillosas;
- Modificación de la fábrica de los suelos arcillosos durante el
hinchamiento, la retracción o la generación de presión de hinchamiento
por hidratación (Croney, 1952; Hillel, 1980; Cui et al, 2002);
- Histéresis en el ángulo de contacto (Dineen, 1997), que se refiere a la
variación de dicho ángulo según el agua avance (humectación) o retroceda
(desecación). Likos y Lu (2004), haciendo uso de un modelo analítico
microestructural de partículas esféricas y meniscos de agua, comprobaron
la similitud de la histéresis de curvas características con los resultados
experimentales, asignando ángulos de contacto ϑ =40º y ϑ =0º, para
humectación y desecación, respectivamente.
3.2.5. Expresiones matemáticas de ajuste de la curva característica
Pese a su relativa sencillez de montaje, lleva mucho tiempo obtener un número
suficiente de puntos de la curva característica de un suelo (se requieren varias semanas
para que las muestras de suelo equilibren la humedad a cada succión impuesta). Por
otro lado, resulta ventajoso disponer de una expresión analítica para la curva
característica, tanto a efectos de implementación en modelos numéricos, como para
estimar, a partir de ésta, la función de conductividad hidráulica.
Así, en la literatura técnica pueden encontrarse diversas expresiones analíticas
que, en base a la forma típica que adoptan, permiten ajustar la curva característica a
partir de unos pocos resultados de laboratorio.
Puede comprobarse que las expresiones que relacionan la humedad volumétrica
normalizada (Θ ) con la succión (ψ ) son simplificaciones de la siguiente expresión
general (Leong y Rahardjo, 1997a):
34
Page 67
754212
621
31 aeaaeaabb abab +×+×=×+Θ× ×Θ× ψψ
siendo ia y ib constantes de ajuste sin que a priori posean un significado físico.
En el caso de tomar:
10
1
752
====
baaa
⇒ la expresión se reduce a: 2
1
4 b
aa
ψ×=Θ
y adoptando en la expresión anterior:
λψ
λ
baa
b
=
−=
14
2
/ ⇒ se obtiene la expresión de Brooks y Corey (1964), que es una
de las pioneras y vigentes en la actualidad. Para valores inferiores al valor de entrada
de aire ( bψ ), ha de imponerse que la humedad volumétrica normalizada sea Θ =1,
resultando una expresión discontinua:
λ
ψψ
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛=Θ b , o bien: ( )
λ
ψψθθθθ ⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅−+= b
rsr si ψ ≥ bψ
Θ =1, o bien: sθθ = si ψ < bψ
En este caso, admitiendo que entre los datos experimentales se cuenta con la
humedad de saturación ( sθ ), entonces se requieren 3 parámetros de ajuste, todos con
significado físico: la humedad volumétrica residual ( rθ ), el valor de entrada de aire
( bψ ) y el parámetro λ , que es un índice de distribución de tamaños de poros, ligado a
la pendiente de la curva característica.
Los autores formularon la expresión en términos de grado de saturación, que no
es equivalente a la humedad volumétrica adimensional en suelos expansivos.
Pese a su vigencia actual, puede producir inestabilidades numéricas al
incorporarla a modelos matemáticos, por su discontinuidad en el entorno del valor de
entrada de aire. La bondad de dicha expresión se ha constatado en arenas y gravas, que
poseen valores de entrada de aire muy bajos y son volumétricamente estables
35
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 68
(Campbell, 1974; Gardner et al, 1970; Williams et al, 1983; Gerscovich y Sayao,
2002).
De nuevo, si en la expresión general se adopta:
10
21
724
=====
bbaaa
⇒ se obtiene: ψ××=Θ 6
1
5 aeaa
Si a su vez el cociente 15 / aa se reescribe como:
BeAaa −×=
1
5 , siendo A y B constantes, da lugar a la expresión exponencial
propuesta por McKee y Bumb (1984):
BaeA −××=Θ ψ6
que equivale a:
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
=Θ nb
eψψ
o bien: ( )⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
⋅−+= nrsr
b
eψψ
θθθθ si ψ ≥ bψ
Θ =1 o bien: sθθ = si ψ < bψ
Esta expresión presenta también 3 parámetros de ajuste, con las mismas ventajas
e inconvenientes que la de Brooks y Corey (1964).
De manera similar se puede llegar a la posterior reformulación de McKee y
Bumb (1987):
BaeA −××+=Θ ψ61
1 =⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −
+ ne50
1
1ψψ
o bien: ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ −
+
−+=
bars
r
eψ
θθθθ
1
También partiendo de la expresión global, al considerar:
71
52 0aaaa
=== ⇒ resulta:
1
2 11
4
bb
aa
−
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+×=Θ ψ
Entonces, si se considera:
36
Page 69
nb
baaa
==
=
2
1
14
1/
⇒ se llega a la expresión de Gardner (1958):
na ψ×+=Θ
11 , o bien: n
rsr a ψ
θθθθ×+−
+=1
que fue de las primeras empleadas para ayudar a interpretar la función de
conductividad hidráulica de los suelos no saturados. El valor "" a es proporcional a la
inversa del valor de entrada de aire, en tanto que "" n depende de la distribución
granulométrica.
Si, por el contrario, se considera:
nbmb
aaa n
==
=
2
1
14 /⇒ se obtiene la conocida formulación de van Genuchten (1980):
( )
m
na ⎥⎦
⎤⎢⎣
⎡
×+=Θ
ψ11 , o bien: mn
rsr
a ⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
−+=
ψ
θθθθ
1
donde """","" nyma son parámetros de ajuste, que dan mayor flexibilidad que
las anteriores, con un parámetro de ajuste menos. El valor "" n está relacionado con la
distribución granulométrica, "" m con la asimetría de la curva y el parámetro "" a es
proporcional al valor de entrada de aire. El autor sugirió una simplificación,
considerando:
nm 11−=
con lo que se reduciría a la expresión propuesta por Mualem (1976).
La expresión de van Genuchten (1980) puede emplearse para ajustar la curva
hasta valores de succión en el entorno de los 1,5 MPa. Valga señalar que dicha
expresión se adapta bien a una gran variedad de suelos (Leong y Rahardjo, 1997a;
Gerscovich y Sayao, 2002) y es la curva que ha gozado de mayor difusión entre los
37
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 70
investigadores de Mecánica del Suelo, Ciencia del Suelo e Ingeniería Medioambiental.
Asimismo, van Genuchten (1980) propugna la siguiente fórmula para la conductividad
hidráulica:
( ) ( ) 215,0 11)( ⎥⎦
⎤⎢⎣⎡ Θ−−×Θ=
Θ=Θ
mm
dvdvsat
dvdvr k
kk
donde:
dvΘ ≡ humedad volumétrica adimensional
( )dvrk Θ ≡ conductividad hidráulica relativa
( )dvk Θ ≡ conductividad hidráulica
satk ≡ permeabilidad del suelo saturado
nm 11−≡ .
Partiendo de nuevo de la expresión global, y adoptando:
10
3
51
===
aaa
⇒ la expresión se reduce a: ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛×+=Θ 21
2
4
2
7ln bb
aa
aa
ψ
con lo que basta considerar:
nbmb
aaa
eaab
==
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛=
==
2
1
24
17
21/
...718,2/
para obtener la expresión de Fredlund y Xing (1994):
m
n
ae ⎪
⎪
⎭
⎪⎪
⎬
⎫
⎪⎪
⎩
⎪⎪
⎨
⎧
⎥⎥⎦
⎤
⎢⎢⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛+
=Θψln
1
Estos autores introdujeron un factor de corrección C(ψ ) en su formulación que
fuerza a una humedad volumétrica normalizada nula para la succión de 106 kPa,
lográndose así un ajuste de los datos para todo el rango de succiones:
38
Page 71
( )⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
−=
r
rC
ψ
ψψ
ψ000.000.11ln
1ln1
Para facilitar la integración consideraron 0=rθ , sin que por ello se perdiera
bondad en el ajuste. Luego, su expresión general queda:
mn
s
r
r
ae
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
×
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
−=ψ
θ
ψ
ψψ
θ
ln000.000.11ln
1ln1
Dicha expresión permite un sencillo ajuste aproximado, tanto con el
procedimiento gráfico de los autores, como con los gráficos de Sillers et al (2001).
Tanto la expresión de van Genuchten (1980) como la de Fredlund y Xing (1994) se
sustentan en consideraciones teóricas basadas en la integración de una función de
distribución f(r). Son las más extendidas y se han implementado en programas
comerciales de filtración (SEEP/W 2007) para incorporar el flujo en condiciones no
saturadas. Además, son las que proporcionan las mejores aproximaciones en las curvas
características de geotextiles (Ap. 3.3).
Únicamente las formulaciones de Gardner (1958), de van Genuchten (1980), de
McKee y Bumb (1987) y de Fredlund y Xing (1994) adoptan la doble curvatura
(sigmoidal) típica de las curvas características, de modo que son las más adecuadas
para modelizar todo el rango de succiones. No obstante, ya se expuso que en arcillas
expansivas la inflexión entre el tramo residual y el de transición es muy poco marcada.
Leong y Rahardjo (1997a) compararon las diferentes expresiones a partir del
ajuste por mínimos cuadrados de los resultados con 11 suelos, desde arenas a arcillas.
Así, concluyeron que la de van Genuchten (1980) y la de Fredlund y Xing (1994)
ajustan satisfactoriamente.
Miller et al (2002), en base a ensayos con 4 suelos de diferente granulometría y
plasticidad, comprobaron que las expresiones de Brooks y Corey (1964), de van
39
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 72
Genuchten (1980) y de Fredlund y Xing (1994) se ajustan suficientemente bien a los
datos experimentales, en el rango ensayado (0,1 y 1 MPa).
Dado que se trata de ajustes de curvas no lineales, en general por mínimos
cuadrados o con técnicas de optimización, puede suceder que con diferentes
combinaciones de parámetros de ajuste se obtengan resultados similares, lo cual no es
deseable.
A la vista de lo anterior, Gitrana y Fredlund (2004) proponen una ecuación de
ajuste único, cuya formulación incorpora parámetros con significado físico [ bψ ; rψ ;
el grado de saturación residual ( )rRS ; y un parámetro "" a que controla la brusquedad
del cambio de pendiente de las curvaturas]. En esencia, las curvas características las
modelizan como la composición analítica de varias hipérbolas. Esta expresión permite
componer curvas unimodales (sigmoidales) y curvas bimodales (adopta una forma
similar a la de un suelo con granulometría discontinua, y de hecho, asociada a estos
tipos de suelos).
Existen expresiones de ajuste de la curva característica dependientes, además de
la succión, de la tensión neta media y del índice de huecos (Lloret y Alonso, 1985;
Zhou y Rowe, 2003).
3.3. Comportamiento de los geotextiles en condiciones no saturadas
3.3.1. Primeras experimentaciones basadas en la capilaridad
Es sabido que hay geotextiles que se saturan con facilidad (hidrófilos), a modo
de papel secante, facilitando la evacuación del agua del suelo (Gasmski y Rigo, 1983;
Zerfass, 1986), y que otros repelen el agua (hidrófobos) pues requieren cierta presión
positiva del agua para saturarse (Lennoz-Gratin, 1987; Henry y Patton, 1998; Morris,
2000; Bouazza et al, 2006).
El Franzius Institute de la Universidad de Hanover impulsó el estudio del
comportamiento de los geotextiles como elementos drenantes de agua a presiones
negativas, las cuales están asociadas a los fenómenos de capilaridad por interacción
40
Page 73
entre el agua y las fibras. Zerfass (1986), partiendo de aquellos estudios, llevó a cabo
una serie de ensayos de laboratorio para valorar la intensidad de la succión en diversos
geotextiles. Empleó geotextiles de polipropileno (PP) y de polietileno (PE) no tejidos,
tanto termosoldados como agujeteados, y tejidos (véase Ap. 4.2 y Fig. 4.7). Los
ensayos, encaminados a evaluar lo que el autor denominaba el “efecto sifón”,
consistieron en saturar tiras de diferentes geotextiles, doblarlas en forma de U
invertida y sumergir sus extremos en sendos recipientes con agua, colocados a
diferente nivel. En tales condiciones, el agua fluye desde el recipiente de mayor cota al
de menor cota, pues existe una fase líquida continua en la red porosa de los geotextiles
con diferente potencial gravitatorio. En cada ensayo se registraba a intervalos el caudal
evacuado y el descenso del recipiente superior. A medida que desciende el nivel en el
depósito superior, aumenta la succión en la rama ascendente del geotextil. Existe un
descenso "" h a partir del cual el geotextil es incapaz de hacer circular el agua. En
realidad el experimento valoraba, al menos cualitativamente, el potencial capilar del
geotextil. Zerfass comprobó que los geotextiles de PE no tejidos de filamento continuo
agujeteados experimentaban un cierto efecto sifón (ascensión capilar), pero los de PP
termosoldados y los geotextiles tejidos prácticamente no.
Los trabajos de Zerfass abrieron varias vías de investigación para evaluar la
afinidad por agua en los geotextiles. Así, los ensayos de Henry y Holtz (1997)
consistieron en sumergir el extremo inferior de tiras de geotextil en un recipiente con
agua y a continuación medir la ascensión capilar. Dado que la velocidad de
transferencia de humedad (por evaporación) desde la tira de geotextil a la atmósfera es
muy lenta en relación a la velocidad de ascensión capilar, este método es
suficientemente preciso si se quieren comparar varios geotextiles. Stormont y Morris
(2000) también han realizado ensayos de ascensión capilar con tiras de geotextiles de
PP, poliéster (PET), Nylon y fibra de vidrio.
Lafleur et al (2000) y Krisdani et al (2008) igualmente han ensayado tiras de
geotextiles agujeteados con un procedimiento similar, pero además determinaron las
humedades en diferentes tramos al final del ensayo. De esta manera se obtienen
suficientes puntos de la curva característica. Además, Krisdani et al (2008) han
comprobado la bondad de la curva con este procedimiento. Para ello reprodujeron
numéricamente el proceso transitorio de humectación y secado de una columna de
41
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 74
arena de 1m de altura instrumentada, con un geotextil igual al ensayado interpuesto en
el centro de la columna. La función de conductividad hidráulica del geotextil, derivada
de la curva característica obtenida experimentalmente, reprodujo suficientemente bien
las succiones registradas en diversos momentos del ensayo.
Bajo el marco teórico de la capilaridad, también se ha estudiado el ángulo de
contacto de la fibra aislada de geotextil (Holtz y Kovacs, 1981; Allen et al, 1983;
Berg, 1989; Henry, 1996; Henry y Holtz, 1997; Henry y Patton, 1998). Se ha
concluido que, además del sentido relativo del movimiento (avance o retroceso de la
fibra), influyen en gran medida las pequeñas variaciones químicas del plástico, las
trazas de sustancias adheridas durante la fabricación y la rugosidad de la fibra. Henry
y Patton (1998), que emplearon fibras de PP y de PE, advirtieron gran histéresis en el
ángulo de contacto en relación al sentido relativo de avance, resultando siempre menor
(más hidrófilo) cuando la fibra retrocede. Además, estos autores comprobaron que el
lavado (con percloroetileno más un baño con ultrasonidos) de las fibras de PP para
eliminar impurezas de fabricación aumenta en gran medida el ángulo de contacto en
avance, incluso puede dar lugar a valores superiores a 90º (comportamiento
hidrófobo). La experimentación anterior la completaron con ensayos cualitativos de
ascensión capilar con tiras de geotextiles.
3.3.2. Curvas características de geotextiles
Stormont et al (1997) fueron los pioneros en publicar curvas características con
geotextiles. Emplearon la técnica de la placa de succión (Ap. 3.6.2), en concreto, con
el aparato descrito por Klute (1986). La máxima succión matricial aplicada fue de 3
kPa. Estos autores emplearon geotextiles agujeteados de PP de dos tipos: de filamento
continuo y de fibra corta. Asimismo, evaluaron el comportamiento histerético en
ciclos de humectación-desecación y comprobaron la notable pérdida de capacidad de
retención de agua si la muestra se somete a un lavado previo que elimine los agentes
químicos adheridos durante su fabricación, lo cual es consistente con las conclusiones
de Henry y Patton (1998).
Stormont y Morris (2000), usando el mismo procedimiento que Stormont et al
(1997), presentan la curva característica de dos geotextiles no tejidos, uno de PP y otro
42
Page 75
de PET. Dichas curvas manifiestan también una marcada histéresis. Asimismo, Ho
(2000) ha presentado la curva de un geotextil no tejido agujeteado. En las 2
investigaciones antedichas se obtuvieron buenos ajustes de las curvas con la expresión
de van Genuchten (1980).
Knight y Kotha (2001) determinaron la curva característica de un geotextil
mediante una célula con medida del flujo de agua, similar a la descrita por Lorentz et
al (1993). Básicamente, se trata de una célula de presión con un disco cerámico cuyo
valor de entrada de aire es muy bajo (50 kPa) y con un dispositivo que suministra aire
con un control muy preciso. La circulación del agua que alberga la muestra se mide en
una bureta con una precisión de ±0,0025 mL y permite ver cómo se va alcanzando el
equilibrio. Los autores ajustaron los resultados experimentales con la expresión de
Brooks y Corey (1964).
Iryo y Rowe (2003) han recopilado numerosas curvas características, que se
recogen en la Figura 3.11, separando los ensayos realizados en rama de desecación y
en rama de humectación. Como se ve, las curvas características de geotextiles siguen
un patrón similar a las de los suelos (Ap. 3.2.2), cuyos tramos van asociados a
diferentes estados del agua en la estructura sólida (Bouazza et al, 2006; García et al,
2007). En caso de geotextiles, el valor de entrada de aire puede cifrarse entre 0,1 y 0,2
kPa y la succión residual, entre 1 y 5 kPa.
Si bien la función de conductividad hidráulica suele determinarse mediante
formulaciones empíricas, se cuenta con algunas determinaciones en laboratorio. Iryo y
Rowe (2003) también las han recopilado y se reproducen en la Figura 3.12. Hay
investigadores que han demostrado la alteración del comportamiento hidráulico en
muestras de geotextiles contaminadas con suelo (Henry, 1998; Stormont y Morris,
2000).
Asanza y Cuéllar (2003) presentaron curvas características de una serie de
geotextiles de PP con desecadores de vacío y células de membrana de presión en el
rango de 20 kPa a 5 MPa, claramente perteneciente a la rama residual. En el Apartado
6.5.2 se recogerán las curvas características correspondientes a los geotextiles
empleados en la presente investigación.
43
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 76
Figura 3.11. Recopilación de curvas características en geotextiles, en rama de secado y de
humectación (Iryo y Rowe, 2003).
Figura 3.12. Recopilación de funciones de conductividad hidráulica en geotextiles, determinadas
en laboratorio (Iryo y Rowe, 2003).
44
Page 77
3.4. Variables de estado y tensiones significativas
En suelos saturados o totalmente secos se pueden definir las tensiones
responsables de su comportamiento tenso-deformacional. Se trata de las tensiones
efectivas (Terzaghi, 1936), que además de poder determinarse con suficiente
precisión, permiten dar al suelo un tratamiento de medio continuo macroscópico y
soslayar la complejidad de modelización de las tensiones intergranulares. La relación
con las deformaciones, fuertemente no lineal, se puede aproximar con el conocido
modelo edométrico (rigidez creciente con las compresiones) o el hiperbólico (rigidez
decreciente con las distorsiones).
Sin embargo, identificar en un suelo no saturado la tensión (o tensiones) que
gobierna su comportamiento resulta más difícil y, de hecho, no puede decirse que
actualmente esté resuelto. Houlsby (2004) señala en el editorial de Géotechnique que
“pese a la enorme y excelente investigación realizada, aún está por establecerse un
principio fundamental aceptado para suelos no saturados que tenga la claridad y
aplicabilidad del principio de Terzaghi para los suelos saturados”.
Desde una aproximación histórica, Bishop (1959), como intuitiva extensión del
principio de Terzaghi, formuló para los suelos no saturados una expresión que resulta
limitada si se emplea como variable única, pero que respaldaba los datos
experimentales disponibles hasta el momento:
)()(' waa uuu −⋅+−= χσσ
siendo:
≡'σ la tensión efectiva
≡σ la tensión total
≡au la presión del aire
≡wu la presión del agua
≡− )( wa uu la succión matricial
≡− )( auσ la tensión neta.
45
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 78
≡χ parámetro muy ligado al grado de saturación (SR), que en
primera aproximación puede asimilarse a éste.
Aitchison y Donald (1956), Jennings (1960) y Richards (1966), entre otros,
propusieron expresiones con enfoque similar, en el sentido de que la succión y la
tensión neta tenían carácter aditivo. Sin embargo, ya Jennings y Burland (1962)
evidenciaron que dichas formulaciones en tensiones efectivas eran incapaces de dar
respuesta al fenómeno del colapso. Además, experimentalmente se ha comprobado, de
una parte, la fuerte dependencia del tipo de suelo en la relación χ -SR (Zerhouni,
1991); y por otra, según Morgenstern (1979), que dicho parámetro resulta diferente
según se estudien cambios volumétricos o resistencia al corte. Así, Burland (1965),
Brackley (1971), Fredlund y Morgenstern (1977) y Gens (1995) cuestionaron el
carácter aditivo de tensiones netas y succiones, sobre la base de que son de diferente
origen, y que evidentemente producen efectos diferentes.
Coleman (1962), Bishop y Blight (1963) y Matyas y Radhakrishna (1968),
abandonando ya el concepto de tensión efectiva de carácter aditivo, se aproximaron al
concepto de “superficie de estado”, partiendo de dos tensiones de estado
independientes: la tensión neta y de la succión. Fredlund y Morgenstern (1977)
presentaron el análisis del equilibrio de tensiones de un sistema de cuatro fases (las
tres fases clásicas: sólida, gaseosa y líquida, más la denominada “membrana
contráctil”) basándose en la mecánica de los medios continuos y respaldándolo con
ensayos de laboratorio. Concluyeron que la descripción del comportamiento de un
suelo no saturado puede hacerse a partir de dos cualesquiera de las combinaciones de
las 3 tensiones siguientes:
( )au−σ , ( )wu−σ , ( )wa uu −
Como quiera que la mayoría de las veces puede tomarse au =0, en general, con
el tiempo se ha ido imponiendo el empleo de ( )wa uu − y ( )au−σ . Consecuentemente,
la descripción del comportamiento deformacional, incluyendo comportamiento
expansivo y colapso, se presentó en el espacio tridimensional [e; ( )au−σ ; ( )wa uu − ].
46
Page 79
Con todo, la mera inclusión de la succión como variable independiente es
insuficiente, pues sólo permite modelizar el comportamiento de los suelos colapsables
y expansivos en trayectorias monotónicas, quedando pendientes las consideraciones
sobre procesos irreversibles: ciclos humectación-secado y carga-descarga. Esto ya fue
evidenciado por Escario y Sáez (1973). Asimismo, como señalan Nuth y Laloui
(2008), la concepción de estas dos variables tensionales como independientes, por un
lado, no permite una transición consistente del estado no saturado al saturado, puesto
que al anularse la succión, queda como única variable la tensión total en lugar de la
efectiva; y por otro, quedan desacoplados los efectos de los ciclos de humectación y
secado en las tensiones mecánicas.
Desde los años 80 ha habido una incesante labor investigadora sobre modelos
constitutivos de suelos no saturados, tratando de integrar el comportamiento del
cambio de volumen y de resistencia al corte, que hasta entonces se habían tratado por
separado. En general, se trata de modelos elastoplásticos en el marco de la Teoría del
Estado Crítico. Las sofisticaciones de los aparatos de laboratorio, en especial de los
equipos triaxiales, han aportado un mayor respaldo experimental. Un detallado estado
del arte sobre dichos equipos puede encontrarse en Hoyos et al (2008), donde se
exponen los recientes desarrollos técnicos para reducir los tiempos de equilibrio y las
mejoras de las medidas de cambio de volumen de aire, de agua y global de la probeta.
En esencia, la Teoría del Estado Crítico (Roscoe et al, 1958; Roscoe y Schofield,
1963; Schofield y Wroth, 1968; Wood, 1990) postula que cuando una muestra de
suelo rompe, llega a un estado tal, que la tensión efectiva octaédrica o media ( 'p ) y el
desviador ( q ) y el volumen específico ( e+= 1ν ) permanecen constantes, aunque la
distorsión ( sε ) de la muestra prosiga. Este estado de rotura puede formularse como:
0=∂∂
=∂∂
=∂
′∂
SSS
qpεν
εε
Dicho estado de rotura, definido en el espacio ( ν,,' qp ), forma una línea única
para cada suelo, denominada Línea del Estado Crítico (LEC), que puede expresarse
como:
47
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 80
⎩⎨⎧
′⋅−Γ=⋅=
≡p
pMqLEC
ln'
λν
donde Γ , M y λ son constantes del suelo. En concreto, Γ es el volumen
específico para una tensión media unitaria ( 0'p ) en las unidades que convengan (1
kPa, 1 kp/cm2, 1 psi, etc,...). Además, se postula que la Línea de Consolidación
Normal (LCN), aquella que representa la compresión plástica isótropa, también es
única en cada suelo, y paralela a la LEC, y se define como:
⎩⎨⎧
⋅−==
≡'ln
0pN
qLCN
λν
siendo N un parámetro similar a Γ .
En las trayectorias de descarga y recarga el suelo cumple:
'ln pk ⋅−= κνν
donde κ es una constante del suelo. Análogamente a Γ , kv es el volumen
específico para una tensión media unitaria ( 0p′ ).
Nuth y Laloui (2008) actualizan la clasificación de modelos constitutivos
realizada por Gens (1995), estableciendo dos grupos de modelos: al primer grupo
pertenecen aquéllos que emplean las dos variables tensionales independientes
postuladas por Fredlund y Morgenstern (1977). Se trata de los primeros modelos en
este campo (Alonso et al, 1990; Cui et al, 1995; Wheeler y Sivakumar, 1995),
conocidos también como modelos “bitensoriales”.
El segundo grupo reúne modelos más recientes, que propugnan una verdadera
tensión efectiva σ ′ , formulada con una expresión de tipo “Bishop” (combinando las
dos variables habituales de Fredlund y Morgenstern). Algunos de estos modelos
añaden una segunda variable del tipo ( )RSs,ξξ = , vinculada a la curva característica
y que acopla el estado “hidráulico” del suelo.
48
Page 81
De hecho, la existencia de una verdadera tensión efectiva de tipo “Bishop” se ha
fundamentado sobre la base de consideraciones energéticas (Houlsby, 1997; Dangla et
al, 2002), termodinámicas en medios porosos multifase (Bowen, 1976; Hutter et al,
1999; Murray, 2002; Laloui et al, 2003; Tamagnini y Pastor, 2004) y mecánicas (Lu y
Likos, 2006; Lu, 2008). Manzanal (2008) recoge la justificación termodinámica de
Tamagnini y Pastor (2004), que permite incorporar la expresión de Bishop en estos
dos modelos constitutivos.
A su vez, Nuth y Laloui (2008) subdividen este segundo grupo en dos
categorías, según la estructura formal de la tensión efectiva. En la primera categoría
las variables adoptan la siguiente forma:
( )( )⎩
⎨⎧
=+=′
R
n
Sss
,1
ξξμσσ
En la segunda categoría, las variables son del tipo:
( )( )⎩
⎨⎧
=+=′
R
Rn
SsSs
,,2
ξξμσσ
donde ξ , 1μ y 2μ son función de la succión ( s ), y/o del grado de saturación
( RS ), cuantificables a través de la curva característica.
En la primera categoría se encuentran los modelos de Kohgo et al (1993),
Modaressi y Abou Bekr (1994) y Khalili y Khabbaz (1998). Aparte de los citados por
Nuth y Laloui (2008), podría añadirse el modelo de Lu y Likos (2006). Con todo,
algunos modelos (Abou Bekr, 1994; Khalili y Khabbaz, 1998) omiten la segunda
variable ξ , quedando desacoplado el estado hidráulico del suelo. Finalmente, Lu
(2008) manifiesta la necesidad de incorporar la succión en su modelo (Lu y Likos,
2006) como segunda variable de estado.
En la segunda categoría se encuadran modelos más avanzados [(Jommi y Prisco,
1994), más tarde referido en Jommi (2000); Murray, 2002; Gallipoli et al, 2003;
Tamagnini y Pastor, 2004; Manzanal, 2008)].
49
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 82
Baste citar que para reproducir los fenómenos de colapso e hinchamiento,
algunos de los modelos citados han incorporado un endurecimiento por succión en la
formulación de la plasticidad (véase Nuth y Laloui, 2008; Manzanal, 2008).
En la Tabla 3.2 se recoge, para varios de los modelos citados, el valor del
coeficiente χ si la tensión efectiva σ ′ se reordena en la forma de la expresión de
Bishop. Como se ve, basta conocer la expresión de la curva característica para poder
cuantificar la tensión efectiva.
Tabla 3.2. Expresión del parámetro χ de Bishop (1959) en diversas expresiones de la tensión
efectiva de modelos constitutivos.
Modelo Equivalencia con el parámetro
χ de Bishop (1959) )()(' waa uuu −⋅+−= χσσ
Observaciones
Kohgo et al (1993)
( )( )2eb
bce
aa
+−−×
=ψψ
ψψχ ea : parámetro del suelo;
cψ : succión crítica, definido por los autores.
Khalili y Khabbaz (1998) ⎪
⎩
⎪⎨
⎧
≤
≥⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛≡
−
b
bb
para
para
ψψ
ψψψψ
χ
1
55,0
Jommi (2000) RS=χ Tamagnini y Pastor (2004) RS=χ
Manzanal (2008)
( )( )rR
rRR
rs
rnv S
SS−−
=−−
=Θ=1θθ
θθχEmpleado para arenas. Asimilable al criterio de Vanapalli et al (1996).
3.5. Resistencia al corte de los suelos no saturados
Con el creciente perfeccionamiento de los equipos triaxiales (Hoyos et al, 2008),
se han ido dejando parcialmente de lado los ensayos de corte directo, pues
proporcionan a los modelos constitutivos una información incompleta de la
caracterización tenso-deformacional del suelo. Sin embargo, dichos ensayos cobran
total relevancia cuando se estudia la interacción suelo-geosintético: por un lado, no se
requiere conocer el estado tensional completo ni el campo de deformaciones del suelo;
y por otro, el plano de rotura es de antemano conocido.
50
Page 83
La resistencia al corte también inicialmente se explicó como extensión del
clásico modelo lineal coulombiano y considerando la succión como segunda variable,
formulándose del siguiente modo (Fredlund et al, 1978):
( ) ( ) bfwafanff tguutguc φφστ ⋅−+⋅−+= ''
donde:
≡ffτ resistencia al corte en el plano de rotura
≡′c cohesión efectiva
≡− fan u )(σ tensión normal neta en el momento de rotura
≡− fwa uu )( succión matricial en el momento de rotura
≡′φ ángulo de rozamiento interno efectivo
≡btg φ tasa de aumento de la resistencia al corte con la succión matricial.
Si bien esta envolvente originalmente se concibió como planar, al considerarse
φ′ y bφ constantes (Fig. 3.13), las evidencias experimentales posteriores han
demostrado la pérdida de linealidad de la envolvente, con una clara reducción de bφ a
medida que aumenta la succión matricial (Escario y Sáez, 1986; Gan et al, 1988;
Escario, 1989; de Campos y Carrillo, 1995; Vanapalli et al, 1996; Miao et al, 2001;
Vaunat et al, 2002; Feuerharmel et al, 2006). Se ha cuestionado, inclusive, que la
resistencia al corte aumente indefinidamente con la succión. Escario y Jucá (1989) y
Feuerharmel et al (2006) han comprobado experimentalmente en suelos arcillosos
plásticos el comportamiento asintótico ( bφ →0), ensayando a succiones matriciales de
15 MPa y 7 MPa, respectivamente.
Por otro lado, algunos investigadores han encontrado una ligera dependencia de
φ′ con la succión matricial (Escario y Sáez, 1986; Drumright y Nelson, 1995; Röhm y
Vilar, 1995), que se ha atribuido a cambios en la fábrica del suelo inducidos por la
succión. Vanapalli et al (1996), tras una revisión de referencias experimentales,
sostiene que para rangos entre 0 y 500 kPa, habituales en la práctica ingenieril, puede
asumirse que φ′ es constante.
51
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 84
Figura 3.13. Criterio de rotura lineal de Fredlund et al (1978).
En concreto, en la Figura 3.14 se muestran proyecciones de la envolvente de
rotura de los ensayos en caja de corte en “peñuela” (Madrid grey clay), englobando los
resultados de Escario y Sáez (1986) y de Escario y Jucá (1989), pertenecientes al
mismo programa de investigación del Laboratorio de Geotecnia del CEDEX. En dicha
investigación se puso a punto un equipo de corte directo con caja de 50x50 mm
(Escario, 1980), empleándose, entre otros suelos, una “peñuela” con LL=81% e
IP=43%. Posteriormente, se incorporaron al equipo sucesivas mejoras, y se volvió a
ensayar con una “peñuela”, con LL=71% y IP=35% (Escario y Sáez, 1986). Este
último suelo se volvió a ensayar con succiones de hasta 15 MPa (Escario 1989;
Escario y Jucá, 1989). Como se observa en la Figura 3.14, el ángulo de rozamiento φ′
aumenta con la succión, y puede estimarse:
⎩⎨⎧
−≈′→≤−≤−≈′→≤−≤
º4433151:º332510:
φφ
MPauuMPaParaMPauuPara
wa
wa
En cuanto a bφ , pudo estimarse un valor entre 10º y 20º para succiones entre 1 y
5 MPa, y φb≈0 para succiones muy elevadas.
52
Page 85
Figura 3.14. Proyección de la envolvente de rotura de la “peñuela” (Escario y Sáez, 1986; Escario
y Jucá, 1989).
Desde un punto de vista formal, si, como se ha expuesto en el Apartado 3.4, se
demuestra la existencia de una verdadera tensión efectiva en los suelos no saturados, el
criterio de rotura ha de expresarse como:
( ) ( ) φχφστ ′⋅⋅−+′⋅−+′= tguutguc fwafanff
Al confrontar esta fórmula con la de Fredlund et al (1978), resulta:
φχφ ′⋅= tgtg b
Se infiere, pues, que como χ es un valor asimilable al grado de saturación
(véase la Tabla 3.2), entonces bφ es variable y fuertemente no lineal con la succión.
La expresión de Fredlund et al (1978) presenta otras debilidades formales:
- Para aceptar la continuidad del modelo de suelo saturado al no saturado
se ha de satisfacer (Escario, 1989; Vanapalli y Fredlund, 2000; Houston
et al, 2008):
53
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 86
⎪⎩
⎪⎨⎧
≥′<
≤′=
bb
bb
para
para
ψψφφ
ψψφφ
Con todo, se han encontrado referencias experimentales donde esto no se
cumple (Röhm y Vilar, 1995);
- La interacción entre la succión y la resistencia al corte no es de carácter
puramente friccional y la succión actúa isotrópamente en el plano de
corte (Lu, 2008);
- La contribución de la succión ha de corregirse por un factor de cambio de
escala que disminuya con ésta, puesto que el área de afección se reduce a
medida que ésta aumenta (Lu y Likos, 2006; Lu, 2008). Este fenómeno
es más fácil de explicar en suelos granulares, donde predominan los
efectos capilares: a medida que crece la succión, la intensidad de las
fuerzas capilares aumenta, pero a expensas de reducir extremadamente el
radio de los meniscos. Gili (1988), mediante consideraciones geométricas
en un modelo de partículas esféricas e integrando las fuerzas capilares de
los meniscos, concluyó que, a medida que se aumenta la succión, las
tensiones capilares inducidas tienden a un valor constante.
A la vista de los inconvenientes del criterio de rotura de Fredlund et al (1978),
algunos investigadores han sugerido ajustes no lineales, con fundamentos puramente
empíricos. Escario y Jucá (1989) propusieron envolventes elípticas de grado 2,5,
imponiendo en el origen tg bφ ≈tgφ′ . Rassam y Freeman (2002) plantean una
envolvente en la que tg bφ ≈ tg φ′ para succiones inferiores al valor de entrada de aire.
El procedimiento exige la determinación en laboratorio del ángulo φ′ , de la curva
característica y la resistencia al corte del suelo a la succión residual (valor asintótico
de referencia). Los autores señalan que es más adecuada para suelos granulares o
areno-limosos. Noor y Anderson (2006) formulan una envolvente delimitada por 4
regiones, con un muy buen ajuste de los datos experimentales disponibles, pero
dependiente de 7 parámetros. Miao et al (2001) y Houston et al (2008) proponen
ajustes hiperbólicos.
Otros investigadores, en sintonía con el planteamiento del segundo grupo de
modelos constitutivos recogidos por Nuth y Laloui (2008), aplican la expresión de
tensiones efectivas (tipo “Bishop”) al criterio de rotura coulombiano y ligan el
54
Page 87
parámetro χ directamente a la curva característica. Vanapalli et al (1996) han
propuesto dos expresiones similares no lineales y dependientes de la curva
característica del suelo (Tabla 3.3). Como se indicó en el Apartado 3.2.5, la curva
característica se puede ajustar matemáticamente, lo que facilita su tratamiento ulterior.
No obstante, los autores reconocen que la curva característica debería determinarse
para la tensión neta in situ del suelo a estudiar.
Tabla 3.3. Expresiones de Vanapalli et al (1996) para estimar la resistencia al corte de suelos
no saturados.
1ª Expresión: ( ) ( ) ''' φφστ tguutguc Kdvfwafanff ⋅Θ⋅−+⋅−+=
2ª Expresión: ( ) ( ) ''' φφστ tguutguc fwafanff ⋅Θ⋅−+⋅−+=
Leyenda: dvΘ y Θ : hum. volum. adim. y hum. volum. norm. (ver Tabla 3.1); κ = parámetro de ajuste. Vanapalli y Fredlund (2000) lo han
relacionado con el índice de plasticidad.
Vanapalli y Fredlund (2000), que evaluaron el grado de ajuste de diversas
expresiones de envolventes con los resultados de corte de los 3 suelos de Escario y
Jucá (1989), concluyen que la expresión de Khalili y Khabbaz (1998) proporciona
ajustes algo peores que las dos expresiones de Vanapalli et al (1996). Zhan y Ng
(2006), que estudiaron limos arcillosos expansivos remoldeados, obtuvieron un buen
ajuste de sus resultados de corte directo con succiones de hasta 200 kPa con la 2ª
expresión de Vanapalli et al (1996). En la Figura 3.15 se muestran las envolventes de
valores pico y post-pico en dichos limos y la estimación con la expresión Vanapalli et
al (1996). Manzanal (2008), aunque su estudio se limita a suelos granulares, también
ha encontrado buenos ajustes con dicha expresión.
Por su sencillez y satisfactorio ajuste con los datos experimentales disponibles,
la 2ª expresión de Vanapalli et al (1996) se ha incorporado en programas comerciales
de gran difusión (SIGMA/W 2007 de Geoslope). De hecho, parece de cierta
aplicabilidad, pues basta determinar la curva característica y los parámetros resistentes
55
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 88
convencionales para su obtención. Si además el material fuera plástico, con cambios
volumétricos no despreciables, se requeriría la curva de retracción (ver Ap. 3.2.1).
Esta misma expresión también ha sido adoptada por Iryo y Rowe (2005) para el
cálculo de la evolución del factor de seguridad de un muro reforzado en que se simula
un frente de humectación (ver Ap. 4.5.6).
Figura 3.15. Ajuste de la expresión de Vanapalli et al (1996) en ensayos de corte directo con limos
arcillosos expansivos remoldeados (Zhan y Ng, 2006).
3.6. Técnicas de control de la succión en el estudio de materiales no saturados
3.6.1. Introducción
A continuación se abordan las técnicas de laboratorio más extendidas en el
control de la succión en medios no saturados: la placa de succión, la técnica de
traslación de ejes, la técnica osmótica y la de control de la presión parcial de vapor.
Esta última técnica es la única que permite controlar la succión total (matricial más
osmótica), pero se limita a succiones realmente altas.
Se expondrá una revisión crítica de estas técnicas, con las ventajas e
inconvenientes para adaptarse a los equipos de laboratorio convencionales (triaxiales,
56
Page 89
edómetros y equipos de corte directo), y por ende, valorar la posibilidad de aplicación
a equipos de fricción. Con todo, se hará mayor hincapié en las que finalmente se han
adaptado a los equipos de fricción desarrollados en la presente investigación: la
técnica de traslación de ejes y la del control de la presión parcial del vapor.
Desde un principio se descartó la técnica de centrifugación, tanto por las
dificultades de incorporación a los equipos, como porque sólo permite controlar en
rama de desecación. Nótese que se abordan técnicas de control, pero no de medida
directa o indirecta de la succión de las muestras. Las técnicas y equipos de medida de
la succión han sido tratadas, entre otros, por Fredlund y Rahardjo (1993), Ridley y
Wray (1996), Rahardjo y Leong (2006) y Bulut y Leong (2008).
3.6.2. La placa de succión
Se trata de la técnica más antigua y elemental de las empleadas en Mecánica de
Suelos para establecer la succión matricial. Aunque ya se habían empleado equipos
similares (Buckingham, 1907; Richards, 1928), fue desarrollada en el Road Research
Laboratory (Croney, 1952; Croney y Coleman, 1953 y 1961) para el estudio de
explanadas y bases de carreteras. En esencia, este aparato consiste en la aplicación de
una tracción directa a un circuito de agua desaireada que se conecta a una placa porosa
saturada. Para traccionar la columna de agua suele emplearse, bien un sistema de
columnas de mercurio, bien una bomba de vacío. Lógicamente, la succión establecida
en la cara superior de la placa porosa corresponde a la diferencia de presiones (ua-uw),
siendo la presión del aire igual a la atmosférica. Debido a la cavitación del agua con
tracciones próximas a 100 kPa, (en la práctica es difícil alcanzar los 90 kPa a
temperatura ambiente), este aparato es muy limitativo para suelos cohesivos. Se
entiende que el valor de entrada de aire ( bψ ) de la placa porosa ha de ser al menos de
unos 100 kPa.
La determinación de la succión con este procedimiento viene recogida en la
norma ASTM D 2325. Para someter una muestra de suelo a una determinada succión,
ha de colocarse en contacto firme con la placa porosa, manteniendo ambas en una
cámara cerrada para evitar la evaporación del agua de la muestra hacia la atmósfera.
En la Figura 3.16 se muestra un esquema del aparato de placa de succión.
57
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 90
por cavitaciónRango de succiones: < 90 kPa
Succión matricialestablecida
Humedad de equilibrio
- wu
= atmPau
Tracción
Patm
Placa porosa
Figura 3.16. Esquema de funcionamiento del aparato de placa de succión.
Los iones disueltos en el agua intersticial de la muestra pueden fluir libremente
hacia la piedra porosa. Luego, si existiera componente osmótica en la succión del
suelo, se neutralizaría, sin que se advirtiera su existencia.
Aunque esta técnica ha caído en desuso en suelos no saturados, en ocasiones se
emplea como patrón para la calibración de métodos indirectos, para la determinación
con precisión del valor de entrada de aire y, sobre todo, para la determinación de
curvas características de geotextiles, a los que se aplican succiones realmente bajas
(véase Ap. 3.3.2).
3.6.3. La técnica de traslación de ejes: la célula de presión
La célula de presión, originalmente desarrollada por Woodruff (1940), Richards
(1941) y Gardner (1956) en el ámbito de la edafología, permite establecer succiones
que abarcan casi todo el rango de interés geotécnico mediante la denominada técnica
de “traslación de ejes”, que solventa la limitación de la cavitación: en efecto, dado que
la succión matricial se define como la diferencia entre la presión del aire y la del agua
( wa uu − ), para aumentar la succión, en lugar de rebajar la presión del agua, se eleva la
presión del aire.
58
Page 91
La coexistencia de ambas fases a diferente presión se consigue interponiendo un
disco cerámico de alta entrada de aire o bien una membrana de celulosa regenerada.
Ambos materiales permiten la circulación de agua con sus iones, controlándose sólo la
succión matricial.
Básicamente, la célula de presión consiste en una cámara de acero en cuya base
se sitúa el disco o la membrana. Esta cámara cuenta con dos orificios: uno de ellos,
para aplicar la presión en la cámara, habitualmente con nitrógeno (N2), por ser inerte;
y el otro, para acoplar un manómetro que mida esta presión. Dentro de la base hay un
pequeño depósito conectado a un circuito de agua, que asegura la saturación del disco
(o de la membrana). En la Figura 3.17 se muestra un esquema de la célula de presión.
Estos equipos han de situarse en salas con poca oscilación de la temperatura, pues
repercute en la presión. No obstante, a diferencia de la técnica del control de la presión
de vapor (Ap. 3.6.4), la temperatura no es un parámetro crítico. La determinación de la
succión con este ensayo se recoge en la norma ASTM D 3152.
N presurizado
atmwu = P (generalmente)
au
uw
ua 2
Circuito de desaireación
Circuito de agua
Membranao
disco cerámico
Manómetro
Rango de succiones: 10 kPa a 10-15 MPa (con membrana)10 kPa a 1,5 MPa (con discos cerámicos)
Figura 3.17. Esquema de funcionamiento de la célula de presión.
El disco cerámico, de unos 5 mm de espesor, está fabricado de caolín
sinterizado, con una red de poros tan sumamente fina que, una vez saturado, requiere
una gran presión de aire (el denominado valor de entrada de aire, bψ ) para que éste
comience a fluir a su través. De esta forma, la succión establecida en la base de la
59
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 92
célula corresponde a la presión de aire en la cámara (si el circuito de agua se encuentra
a presión atmosférica). Habitualmente, los discos cerámicos ordinarios, de unos 5 mm
de espesor, admiten succiones del orden de los 1,5 MPa. De acuerdo con los catálogos
de los fabricantes habituales (Soil Moisture Equipment Corp., 2000) la permeabilidad
de la piedra es del orden de 3x10-9 cm/s.
También se puede emplear una membrana de celulosa regenerada idéntica a las
de diálisis, tipo VISKING o similar, con un peso molecular mínimo entre 12000 y
14000, y espesores de entre 50 y100 μm, alcanzándose un tamaño de poro entre 2 y 3
nm, que permite el paso de agua y sus iones, incluso algunos iones hidratados, pero no
aire. Las presiones máximas alcanzables dependen mucho de la calidad del
mecanizado y la holgura entre las piezas de la base del equipo que lo conectan con el
circuito de agua. Escario y Jucá (1989) realizaron ensayos de corte directo sometiendo
la membrana a 15 MPa. No obstante, como se señalará, si no hay control de la
humedad relativa en la cámara, hay otros motivos que obligan a limitar dicho valor.
Aun cuando la técnica de traslación de ejes es un artificio, puesto que no
reproduce las verdaderas presiones del agua y del aire del suelo “in situ” (Caruso y
Tarantino, 2004), su validez fue comprobada experimentalmente por Hilf (1956) en
una célula de presión que además contaba con un sistema de presión de agua con
medida de su flujo. El experimento consistió en comprobar que se lograba mantener la
misma humedad en el suelo siempre que la diferencia entre la presión de aire y la del
agua fuera constante. Posteriormente, esta técnica fue respaldada por Fredlund y
Morgenstern (1977) en suelos con grados de saturación entre el 76 y el 95 % y por
Tarantino et al (2000) en suelos con grados de saturación entre el 56 y el 77 %.
Los investigadores han señalado las siguientes deficiencias e inconvenientes de
esta técnica, a los que ha de prestarse debida atención para el diseño y ejecución de los
ensayos:
- La técnica de traslación de ejes es válida siempre que los huecos ocupados
por aire estén interconectados (Olson y Langfelder, 1965; Bocking y
Fredlund, 1980), que suele corresponder a grados de saturación inferiores al
85 % (si bien las experiencias de Fredlund y Morgenstern validaban hasta el
60
Page 93
95%). En dichas circunstancias se puede aceptar que el incremento de presión
en la fase gaseosa es igual al de la fase líquida, y no da lugar a un cambio
deformacional del esqueleto sólido. Si, por el contrario, el suelo se encuentra
en un estado de cuasi-saturación, con el aire en forma de burbujas ocluidas, el
incremento de presión de aire externo actúa como una tensión total, y al ser
muy compresible el agua intersticial con burbujas, produce deformaciones en
el esqueleto sólido. En esta otra situación se sobrevalora la succión (Bocking
y Fredlund, 1980; Dineen y Burland, 1995). Romero (1999) y Delage y Cui
(2008) sugieren que en estos estados de cuasi-saturación se opere aumentando
también la presión del agua o aumentando lentamente la presión de aire.
Adviértase que es el intervalo de succiones donde ha de definirse el valor de
entrada de aire.
- Por otro lado, es inevitable la pérdida de N2 en la célula por procesos de
difusión. Si se emplean discos cerámicos, se puede llegar a perder la
continuidad de la fase líquida por acumulación de burbujas en la base del
disco, y en caso de que se instale un sistema de medida de flujo de agua,
causar errores en la medida. Esto puede resolverse con un sistema de
circulación forzada o de desaireación que arrastre las burbujas de N2.
Fredlund y Rahardjo (1993) y Romero (1999) dan la expresión de la tasa de
pérdida de aire a través de los discos, según la cual, ésta se reduce al
aumentar la presión de la fase líquida, lo que hace ventajoso instalar un
sistema de presión también en el circuito de agua. En caso de emplear
membranas de celulosa, también se ha cuantificado dicha pérdida, que es
mucho mayor, en el rango de 1,3x10-6 cm3/cm2/s a 0,1 MPa para el N2, que se
traduce a una pérdida de presión en el entorno del 2%/día (Coleman, 1959;
Colton et al, 1971; Klein et al, 1977), de ahí la necesidad de reponer presión
periódicamente. Además, este último aspecto repercute más en trayectorias de
humectación, debido a la facilidad de perder la continuidad de la transferencia
líquida por las burbujas acumuladas debajo de la membrana.
- Otro factor importante a tener en cuenta es la pérdida de humedad de la
muestra por evaporación. El aumento de la presión en un gas (en este caso, el
N2) produce un aumento de la presión parcial del vapor de agua, de manera
que para alcanzar su equilibrio en el ambiente de la célula, ha de hacer pasar
más moléculas de agua de la fase líquida a la gaseosa, esto es, desecando la
61
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 94
muestra de suelo. Wilson et al (1994 y 97) y Romero (1999) han estudiado
con detalle este fenómeno. En síntesis, si se aplica a la fase gaseosa una
presión de N2 muy elevada (claramente mayor de 10 MPa), la pérdida de agua
no tendrá lugar en fase líquida hacia la placa porosa de la base, sino por
evaporación hacia la atmósfera de la célula. De tal modo, para succiones tan
grandes se perdería el control del ensayo.
- Un último aspecto se refiere a la bondad del contacto entre el disco o la
membrana y la muestra, que puede ralentizar enormemente el equilibrio,
sobre todo con ensayos en trayectoria de humectación. Inicialmente, la
muestra deberá tener un contenido de humedad suficiente para asegurar la
formación de una película continua de agua con la membrana de celulosa. En
caso de que esto no se diera, sería necesario esperar un tiempo adecuado en
cada uno de los primeros escalones de humectación, para asegurar que se
alcanza el equilibrio a través de la fase vapor. El flujo de agua en forma de
vapor se reduce a 0,0001 cm3/día (Coleman, 1959). Jucá (1990) estudió en
tres suelos típicos de Madrid el efecto de la calidad del contacto entre la
membrana y la muestra en los tiempos de equilibrio, utilizando muelles de
contacto de diferente rigidez. En los casos más desfavorables, sin muelle y
ensayando el material más impermeable (“peñuela”), el equilibrio se
alcanzaba en unos 35 días.
Richards (1965), Suraj de Silva (1987) y Delage et al (1987) indican valores de
permeabilidad de la membrana al agua entre 10-11 y 10-12 m/s. Asimismo, los ensayos
de Jucá (1990) en el Laboratorio de Geotecnia del CEDEX alcanzaron entre 6x10-12 y
7x10-12 m/s. Teniendo en cuenta los valores de permeabilidad y los espesores de los
disco y de las membranas, resultan las siguientes impedancias (I=espesor del
elemento/ permeabilidad):
En el disco: I≈0,5 cm / 3x10-9 cm/s =1,7x108 s
En la membrana: I≈0,0075 cm / 6x10-10 cm/s =1,2x107 s.
Comparando la impedancia de ambos materiales, en principio, el periodo de
equilibrio es menor con membranas.
62
Page 95
No obstante, cuando se requiera precisión en la deformación, ha de tenerse en
cuenta que las membranas son más compresibles. Escario y Sáez (1973) evaluaron
dicha deformabilidad para diferentes succiones y presiones totales. Finalmente, para
ensayos prolongados (meses) ha de tenerse en cuenta que la membrana puede
degradarse, fundamentalmente por ataque de microorganismos (Ap. 3.6.4).
La técnica de traslación de ejes, y en particular con membrana de celulosa, fue la
primera en acoplarse a equipos geotécnicos de laboratorio para suelos no saturados.
Los primeros equipos triaxiales que incorporaron esta técnica (Bishop y Donald,
1961), con los que se controlaba la presión del agua y de aire, así como cambios
volumétricos en la probeta, han experimentado notables mejoras y una gran
sofisticación (Cui, 1993; Sivakumar, 1993; Romero et al, 1997; Barrera et al, 2000;
Aversa y Nicotera, 2002; Leong et al, 2004).
También se han diseñado edómetros con control de la succión mediante
membranas (Escario, 1969; Escario y Sáez, 1973). Posteriormente, en otros prototipos
se fue incorporando la alternativa de discos cerámicos, el control de la presión de agua
y del cambio de volumen (Fredlund y Morgenstern, 1976; Lloret, 1982; Balmaceda,
1991; Romero 1999).
Los primeros ensayos de corte directo con la técnica de traslación de ejes,
desarrollados en el CEDEX (Escario, 1980; Escario y Sáez, 1986), se realizaron con
membrana de celulosa (Ap. 3.5). El diseño de este equipo se mejoró introduciendo un
sistema de rodamientos de centrado automático de la carga vertical (Escario, 1989).
Otros grupos de investigación incorporaron sistemas de presión en la fase líquida con
control del cambio de volumen y de la difusión de aire, empleando discos cerámicos
de alta entrada de aire (Gan, 1986; Gan y Fredlund, 1988; de Campos y Carrillo, 1995;
Vanapalli et al, 1996; Vaunat et al, 2002; Zhan y Ng, 2006).
3.6.4. La técnica osmótica
No ha de inducir a confusión la denominación de esta técnica, pues aunque se
recurre al potencial osmótico, únicamente controla la succión matricial del suelo. Esta
técnica emplea las mismas membranas de celulosa que la técnica de traslación de ejes,
63
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 96
pero en este caso, reteniendo soluciones de polietilen-glicol, cuyas concentraciones
imponen la succión deseada (Delage et al, 1992; Cui y Delage, 1996; Dineen, 1997;
Tarantino y Mongiovi, 2000). El polietilen-glicol (PEG) es una sal soluble en agua,
con pesos moleculares variables, de entre 200 y 35000.
La diferencia de concentraciones entre dos puntos de un cierto soluto de una
disolución, separados por medio de una membrana semipermeable que impida el paso
de soluto, da lugar a un potencial (osmótico) que genera un flujo de moléculas del
solvente (agua) hacia la solución para restituir la descompensación termodinámica a
uno y otro lado de la membrana (Edlefsen y Anderson, 1943; Fredlund y Morgenstern,
1993). Si una de las partes en que queda dividida la disolución se sustituye por una
muestra de suelo no saturado, el equilibrio se alcanzará cuando el potencial total se
compense a ambos lados: en el suelo, el potencial del agua se debe exclusivamente a
las fuerzas de retención matriciales del esqueleto (succión matricial), y en la solución
de PEG, al potencial osmótico debido a su concentración. Obsérvese que el eventual
potencial osmótico de la muestra del suelo se “neutralizaría”, puesto que sus sales
disueltas (salvo que fueran moléculas pesadas, por contaminación o similar) podrían
atravesar la membrana. En la Figura 3.18 se ilustran estas ideas.
P
atmwu = P
atm
Circuito de agua
Membrana
Solución de PEG
muestra
π
u -a uwde celulosa
HO-(CH -CH -O-) -H 2 2 n
matricial
osmóticoimpuesto
Rango de succiones: 25 kPa a 8-10 MPa
Figura 3.18. Esquema del principio de la técnica osmótica.
Uno de los mayores inconvenientes de esta técnica, que frustra numerosos
ensayos, es que resulta difícil garantizar la integridad de la membrana en ensayos de
larga duración (meses), ya que es degradable por microorganismos, con lo que se
64
Page 97
“cortocircuita” el potencial osmótico. Para paliarlo puede recurrirse al empleo de
sustancias antibióticas (Kassiff y Ben Shalom, 1971) o usar membranas sintéticas
(Slatter et al, 2000; Monroy, 2006). Monroy (2006) ha logrado realizar ensayos
edométricos con esta técnica en arcillas de Londres con duraciones de hasta 5 meses.
Por otro lado, se ha visto que es imprescindible realizar una calibración con el
auxilio de técnicas de medida de la succión, pues la relación entre ésta y la
concentración no es lineal: hay factores no suficientemente conocidos que dan lugar a
desviaciones respecto de las leyes termodinámicas ideales que teóricamente la
gobiernan (Dineen y Burland, 1995; Dineen, 1997; Monroy et al, 2005). Delage y Cui
(2008) han recopilado diversas curvas de calibración, observando una clara influencia
del tipo de membrana y del peso molecular del PEG. Monroy et al (2007) han
observado incluso desviaciones en la calibración según el sentido de la variación de la
succión. Sin embargo, Williams y Shaykewich (1969), al agrupar diversas
calibraciones de otros autores con psicrómetro, obtuvieron una muy buena correlación
con PEG de peso molecular 6000 y 20000. En la Figura 3.19 se integran la
recopilación de Peck y Rabbidge (1969) y las calibraciones de Williams y Shaykewich
(1969), Dineen y Burland (1997), Tarantino y Mongiovi (2000) y Monroy et al (2007).
Finalmente, Tarantino y Mongiovi (2000) pusieron de relieve la dificultad de la
calibración, y sugieren que las membranas van perdiendo su capacidad osmótica con
el tiempo, y lo atribuyen a una “rotura química” cuando se supera cierto valor de
potencial osmótico durante el ensayo.
En cualquier caso, varios investigadores (Caruso y Tarantino, 2004; Delage y
Cui, 2008) sostienen que esta técnica reproduce mucho mejor el verdadero estado y
comportamiento de los suelos cuando la fase gaseosa pierde su continuidad (SR>85-90
%). Además, permite rangos de succiones verdaderamente amplios, desde succiones
próximas a cero hasta casi 10 MPa (Delage et al, 1998; Cuisinier y Masrouri, 2005).
Finalmente, esta técnica, frente a la de traslación de ejes, es realmente ventajosa para
realizar ensayos triaxiales con elevadas succiones, habida cuenta de que al mantenerse
la presión atmosférica, no se requieren presiones de confinamiento (de cámara) muy
elevadas, restrictiva en los triaxiales convencionales (≈2 MPa). Sin embargo, la
técnica osmótica ha sido la más tardía de incorporarse a equipos geotécnicos de
laboratorio.
65
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 98
Figura 3.19. Calibraciones de la succión con la concentración de PEG (diversos autores).
Las primeras aplicaciones al campo de la geotecnia se deben al diseño de un
edómetro osmótico (Kassif y Ben Salom, 1971). Posteriormente se diseñaron otros
prototipos con ciertas mejoras (Delage et al, 1992; Dineen y Burland, 1995). En
paralelo, esta técnica también se incorporó a equipos triaxiales (Komornik et al, 1980;
Delage et al, 1987; Cui, 1993).
3.6.5. La técnica del control de la presión de vapor en desecador de vacío
En el Apéndice 2 se demuestra la relación entre la humedad relativa del aire y la
concentración de la solución acuosa con la que está en equilibrio termodinámico.
Asimismo, se indicó que existe otra relación directa (ley psicrométrica) entre la
humedad relativa del aire a una temperatura dada y el potencial total del agua. En el
equilibrio, y dependiendo de la temperatura y la concentración de sales, la atmósfera
en un sistema aislado alcanza la presión parcial del vapor que le corresponde. Es
conocido en termodinámica que en un sistema en equilibrio constituido por dos o más
fases de una misma sustancia, las energías libres de todas las fases son iguales
(Edlefsen y Anderson, 1943). Esto es lo que ocurre cuando se alcanza el equilibrio en
un recipiente de ensayo termodinámicamente aislado, haciéndose igual el potencial
total del agua, ya sea en forma de vapor o líquida, de la muestra (geotextil o suelo) y
66
Page 99
de la atmósfera. Por tanto, dicha presión parcial de vapor, referida a la presión parcial
del vapor de agua pura a la misma temperatura, corresponde a una cierta succión total.
Estos principios se han sintetizado gráficamente en la Figura 3.20.
Para ello se emplean desecadores de vacío, que idealmente se conciben como
sistemas termodinámicos aislados (se alojan en salas de temperatura rigurosamente
controlada). Son recipientes de vidrio con una tapadera, también de vidrio, que lo sella
herméticamente. La tapa dispone de una espita con una llave para poder extraer aire y
hacer un vacío parcial mediante una bomba. El fondo, ligeramente más estrecho, se
rellena con una solución de agua con solutos no volátiles [soluciones salinas, por
ejemplo: NaCl, KCl, NaNO3, MgCl2, Mg(NO3)2] o volátiles (soluciones ácidas) con
una concentración conocida.
sal ó ácido
Temperatura constante
(Presión vapor) = P(Presión vapor) = P i 0
Hum. relat < 100 % Hum. relat = 100 %
Agua (líq. ó vapor)
Equilibrio de fases
íon de sal ó ácido
Succión total > 0; depende de HSucción total = 0
Potencial de referenciaR
H R = ; depende de CONC.P
Pi
0
DESECADOR
Figura 3.20. Esquema del principio de la técnica del control de la presión de vapor.
Dentro del desecador se coloca una placa perforada, apoyada sobre la base y
separada del fondo, sobre la que se sitúan las muestras, quedando expuestas
únicamente a la atmósfera (intercambiando agua y no iones) a través de la fase vapor.
Si se dispone de un juego de desecadores con soluciones a diferentes concentraciones,
las muestras en su interior se irán equilibrando a la succión correspondiente, dando
cada desecador un punto de la curva característica. Esta técnica ha sido referida y
aplicada por numerosos investigadores con notables resultados (Kanno y Wakamatsu,
67
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 100
1993; Delage et al, 1998; Romero, 1999; Leong y Rahardjo, 2002; Villar, 2000;
Oldecop y Alonso, 2004; Tang y Cui, 2005), siendo muy adecuada para succiones
elevadas o muy elevadas (>10 MPa).
Cuando se requiere gran precisión en el establecimiento de la succión total suele
optarse por soluciones saturadas (Delage et al, 1998; Saiyouri et al, 2000; Loiseau,
2001; Montes-H et al, 2003; Tang y Cui, 2005), de modo que el intercambio de agua
no modifica la concentración de la solución, y por ende, la humedad relativa se
mantiene. Sin embargo, eso obliga a tener preestablecido un valor de la succión para
cada compuesto. Romero (2001), adaptando los valores de Lide y Frederikse (1997),
recoge las propiedades de soluciones saturadas de diferentes compuestos, algunos de
los cuales se recogen en la Tabla 3.4. Blatz et al (2008) sugieren el uso de mezclas de
NaCl y KCl si se precisa una succión concreta.
Tabla 3.4. Humedad relativa y succión total de soluciones saturadas de diferentes compuestos
a 25º C (Romero, 2001; extracto).
Compuesto
K2SO4 KCl KBr NaCl
HR (%) a 25º 97 84 81 75
Succión (MPa) 4 24 29 39
En la Figura 3.21 se muestra la curva característica de una arcilla bentonítica
industrial (con 80% de montmorillonita, fundamentalmente sódica) con soluciones
saturadas de diversas sales (Tang y Cui, 2005) a dos temperaturas (20 y 80 ºC). De
acuerdo con la ley psicrométrica, se aprecia que la succión impuesta por una misma
solución aumenta con la temperatura, pero además, la curva característica se desplaza,
lo que indica que la estructura del suelo queda suficientemente afectada por la
temperatura.
Habitualmente, para rangos de succión menores a 20-35 MPa suelen emplearse
soluciones no saturadas de NaCl ó KCl y para rangos superiores, ácido sulfúrico (Jucá,
1990; Fredlund y Rahardjo, 1993; Romero, 1999; Villar, 2000; Leong y Rahardjo,
2002). Según Romero (1999) el uso de H2SO4 es recomendable para succiones entre
68
Page 101
20 MPa y 400 MPa: por debajo de dicho rango resulta difícil ajustar su densidad y por
encima, el H2SO4 es muy volátil.
Figura 3.21. Curvas características de una arcilla montmorillonítica obtenida a 20 y a 80º, con
soluciones salinas saturadas (Tang y Cui, 2005).
Para poder establecer con fiabilidad un rango continuo de succiones con
soluciones no saturadas de un mismo soluto, suelen emplearse desecadores de pequeño
volumen, pocas muestras en cada uno de ellos y una cantidad suficientemente elevada
de solución, a fin de que la cantidad de agua transferida no altere la concentración. De
hecho, a tenor de la dependencia exponencial de la humedad relativa (HR) en la ley
psicrométrica, cambios aparentemente insignificantes en la fracción molar de la
solución implica variaciones muy elevadas en la succión (Apéndice 2). Además, ha de
tenerse en cuenta que la pureza de las sales comerciales no son del 100%, aunque sean
de grado de pureza “para análisis”. Tan y Cui (2005) proporcionan el grado de pureza
de las sales habituales, así como componentes secundarios o trazas de otras sustancias.
También las pequeñas oscilaciones térmicas modifican el equilibrio. Delage et al
(1998) indican que dicho factor es el que limita la succión mínima controlable con esta
técnica, que la cifran en 8,5 MPa. Sin embargo, diversos autores señalan límites menos
severos (Hoffmann, 2005; Masrouri et al, 2008). Agus y Schanz (2005) han
representado, en función del valor de la succión prevista, los errores en la succión total
finalmente establecida, tanto los asociados a un gradiente térmico de 0,5 ºC, como a un
69
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 102
error del 0,5 % en la humedad relativa (debido a desajustes de la misma magnitud en
la fracción molar de la solución). Como se ve (Fig. 3.22), parece que con un moderado
control de la temperatura, y tomando muchas precauciones en cuanto a la precisión de
la solución, el límite inferior con suficientes garantías (error < 1 %) podría cifrarse en
los 2 MPa. Realmente, para este rango de succiones son aún más críticas las
oscilaciones de la concentración, bien por imprecisiones en la preparación, bien por el
intercambio de humedad en soluciones no saturadas. En ocasiones, los desecadores,
además de alojarse en salas de temperatura controlada, se sumergen en baños
hidrostáticos o se forran de poliestireno u otros materiales aislantes (Tang y Cui,
2005).
Figura 3.22. Errores en la succión total establecida (tanto los asociados a un gradiente térmico de
0,5 ºC, como a un error del 0,5 % en la HR) en función del valor de la succión
prevista. Modificado de Agus y Schanz (2005).
Una de las mayores desventajas de este sistema es la demora en alcanzar el
equilibrio, debido a que es un proceso de transferencia por difusión. La aplicación de
vacío así como el aumento de la superficie expuesta de la muestra pueden reducir los
tiempos de equilibrio. Como esto no es viable en triaxiales ni en edómetros, el
equilibrio se puede acelerar mediante una circulación forzada (convección) del aire
húmedo por el contorno de la muestra (Bernier et al, 1997; Blatz y Graham, 2000; Cui
et al, 2002; Lloret et al, 2003). No obstante, cuando se trabaja a humedades relativas
70
Page 103
elevadas, el sistema de circulación forzada induce ligeras variaciones locales de
temperatura que dificultan el equilibrio y pueden generar condensaciones (Tang y Cui,
2005; Delage y Romero, 2008).
Hoffmann (2005), para lograr un intercambio más efectivo y más rápido,
propone la circulación forzada del vapor por el interior de la muestra cuando haya
continuidad de la fase gaseosa (SR<0,85-0,90)
La técnica del control de la presión de vapor se ha incorporado
satisfactoriamente a equipos edométricos (Esteban y Sáez, 1988; Belanteur et al, 1997;
Bernier et al, 1997; Villar, 2000; Cuisinier y Masrouri, 2004), incluso con medida de
las presiones radiales inducidas (Esteban, 1990), y en triaxiales (Lignau et al, 1996;
Blatz y Graham, 2000). Hoffmann (2005) ha diseñado un edómetro que combina esta
técnica con la de traslación de ejes, pudiéndose ensayar a cualquier rango de succión.
71
Capítulo 3. Medios no saturados; técnicas de control
Page 105
4. INTERACCIÓN SUELO-GEOSINTÉTICO
4.1. Introducción
En este capítulo se presenta el estado del conocimiento sobre la fricción entre
suelos y geosintéticos en aplicaciones de Ingeniería Civil, con especial atención a las
experiencias con suelos cohesivos y geotextiles. Se revisarán aspectos conceptuales,
equipos y resultados de laboratorio, así como experiencias de obras instrumentadas
recogidas en la literatura técnica.
El uso de inclusiones planares de refuerzo en suelos en infraestructuras se
remonta unas 4 décadas, cuando el arquitecto francés Henry Vidal patentó un sistema
de bandas metálicas ancladas a paneles prefabricados de hormigón, que conforman el
paramento de un muro (Vidal, 1966). Dicha tipología se conoce como “Tierra
Armada” (véase la Figura 4.1). A mediados de la década de los 70, el U. S. Forest
Service desarrolló la técnica de construcción de muros reforzados con geotextiles (de
polipropileno y de poliéster) y a comienzos de los 80 la FHWA (Federal Highway
Administration) comenzó a construir más muros de esta tipología. Fruto de la
experiencia acumulada durante esa década, la empresa Tensar introdujo el empleo de
geomallas de polietileno, potenciando la expansión internacional de esta tipología y de
variantes, tales como muros de bloques reforzados (segmental reinforced walls,
Keystone© o similar), muros jardinera y muros verdes. Mitchell y Villet (1987) y
Jones (1996) describen con perspectiva histórica detallada la evolución de las técnicas
para refuerzo de suelo.
El diseño de las obras de refuerzo de suelos con geosintéticos se amparó durante
mucho tiempo en los diseños y experiencias de “Tierra Armada”. Estas estructuras
reforzadas se han estado construyendo fundamentalmente con suelos granulares
seleccionados, que facilitan el drenaje, se compactan mejor, son menos agresivos
frente a la corrosión de las bandas metálicas, reducen las deformaciones y los asientos
secundarios y permiten obviar el comportamiento a corto plazo, pues no se generan
sobrepresiones intersticiales (Jewell y Jones, 1981; Mitchell, 1981; Zornberg y
Mitchell, 1994; Oteo, 1996; Valero, 1996). Por añadidura, cuanto mayor es el
73
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 106
porcentaje de finos o mayor la humedad, menores son los esfuerzos tangenciales
movilizados en el contacto con las bandas metálicas, y en consecuencia, éstas han de
ser de mayor longitud. Elias y Swanson (1983) lo cuantificaron experimentalmente
con ensayos de arrancamiento, para el caso de bandas metálicas corrugadas (véase la
Figura 4.2).
Figura 4.1. Esquema de “Tierra Armada” (Schlosser y Delage, 1987).
Figura 4.2. Esfuerzos tangenciales movilizados por arrancamiento de bandas metálicas
corrugadas. Influencia de: (a) contenido de finos del suelo; (b) la humedad de puesta en
obra (Elias y Swanson, 1983).
74
Page 107
Así, los primeros estudios y experimentaciones relativos al refuerzo con estos
nuevos materiales (geotextiles y geomallas) en general siguieron ensayando con suelos
granulares seleccionados, en buena parte, por la buena experiencia de la “Tierra
Armada”. En la actualidad se cuenta con una abundante experimentación entre suelos
granulares y geosintéticos con diversos equipos de laboratorio y con modelos de
interacción que reproducen razonablemente bien su comportamiento.
A grandes rasgos, la práctica actual del diseño de refuerzo con geosintéticos
consiste en emplear suelos predominantemente granulares seleccionados y geomallas.
También, en casos no comprometidos, suelen admitirse geotextiles poco deformables
(de poliéster tejidos, en general), sobre todo, si el material disponible tiene un ligero
carácter cohesivo. Si el material es marcadamente cohesivo, suele desestimarse para
obras de refuerzo de importancia, o en todo caso, se restringen las alturas (<4m) y la
pendiente del paramento (<70º). En este último caso, como se comprobará, conviene
que el geotextil tenga, además de suficientes prestaciones tenso-deformacionales,
capacidad de drenaje en su plano.
A fin de ampliar el campo de aplicación y aprovechar materiales no
seleccionados en refuerzo, la experimentación en laboratorio con suelos cohesivos ha
despertado un creciente interés en los últimos años (Suah y Goodings, 1989; Ling y
Tatsuoka, 1994; Athanasopoulos, 1996; Mahmud, 1997; Seraphim y Zagatto Penha,
2000; Xu et al, 2002; Chen et al, 2004 y 2007; García et al, 2007). No obstante,
aunque se han propuesto orientaciones de diseño o pautas para el empleo de materiales
cohesivos en estructuras reforzadas (Mitchell y Zornberg, 1995; Christopher et al,
1998; Chen et al, 2007) su conocimiento es insuficiente y las experiencias prácticas
aún limitadas: en algunas de las experiencias se han empleado geomallas de alta
resistencia (Sego et al, 1990; O’Reilly et al, 1990; Burwash y Frost, 1991; Hayden et
al, 1991), aunque ha sido más frecuente recurrir a geotextiles con capacidad de drenaje
en su plano (Puig et al, 1977; Perrier et al, 1986; Tatsuoka y Yamauchi, 1986; Yunoki
y Nagao, 1988; Barrows et al, 1994; Tan et al, 2001).
Igualmente, se han publicado diversos casos de estructuras de suelos cohesivos
reforzados que han manifestado claras deficiencias o fallos, si bien, asociados
generalmente a una insuficiente capacidad de drenaje ante un evento de lluvia intensa,
75
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 108
ligado al empleo de refuerzos no drenantes o excesivamente espaciados (Elias y
Swanson, 1983; Mitchell y Villet, 1987; Burwash y Frost, 1991; Huang, 1992; Chou et
al, 2002).
Así, las normas, recomendaciones y guías de buena práctica limitan bastante el
porcentaje de finos en los suelos reforzados, si bien se constata cierta disparidad de
criterios. En la Tabla 4.1 se recopilan los valores de las normas y criterios más
difundidos.
Como se ve en dicha tabla, Koerner (1998) adopta un criterio muy estricto en
cuanto al uso de suelos cohesivos. No en vano, Koerner y Soong (2001), en base a una
revisión sobre las causas de fallo de 26 muros de bloques reforzados con geosintéticos
(si bien, casi todos con geomallas, sin capacidad de drenaje en su plano), indican que,
en la inmensa mayoría, su denominador común era la naturaleza cohesiva del relleno.
En primera aproximación, sucede que si se emplea un material con bastantes
finos para un muro reforzado, el ángulo de rozamiento del terreno será notablemente
inferior al de un suelo granular seleccionado, y por tanto, más tendida será la cuña
potencial de rotura (2
º45 φ+ ), lo que obliga a prolongar las longitudes de anclaje del
geosintético (Chen et al, 2004). En la Figura 4.3 se ilustra esta idea. Adviértase que en
muros reforzados los geosintéticos (generalmente geomallas o geotextiles) están
dispuestos oblicuos a la curva de rotura, por lo que trabajan a tracción, a modo de
elementos anclados en la masa de suelo no movilizada.
Por otro lado, dado que se trata de estructuras flexibles, con notables
deformaciones de acomodo, es muy conveniente considerar en los cálculos un ángulo
de rozamiento inferior al pico, promediando con el ángulo de rozamiento residual,
para grandes deformaciones (Leshchinsky, 2001; Zornberg, 2002). En suma, como
contrapartida al aprovechamiento de suelos locales cohesivos, es obligado prolongar
las longitudes de anclaje del geosintético y penalizar la resistencia del material
cohesivo.
76
Page 109
Tabla 4.1. Recopilación de normativas y criterios que limitan el contenido de finos de suelos en
muros reforzados.
Referencia % máximo de finos Observaciones
prEN 14475 (2004) 40 Si se supera, recomienda un estudio especifico
National Concrete
Mansonry Association
NCMA (1997)
35 Recomendación para muros de bloques reforzados con geosintéticos
Keystone© 35 Manual de buena práctica: limita la
plasticidad (IP<10) y se ha de garantizar ϕ’≥30º
Christopher et al (1990) 15 Estudio encargado por la FHWA Norma Australiana
AS 4678 (2000): Earth
retaining structures
15%
si >15⇒D10>20μm
Admite con mayores contenidos, si se estudian aspectos tales como resδ ,
comportamiento a CP y LP
Manual para el Proyecto
de estructuras de suelo
reforzado, DGC (1998)
<15 Se centra primordialmente en “Tierra Armada”
Pliego de Prescripciones
Técnicas, ADIF (2004) <15 Para muros de plataformas
ferroviarias de Alta Velocidad
BS 8006 (1999): Code of
Practice
Obras permanentes: suelos seleccionados (6I, 6J, 7C o 7D,
según la Specification for Highway Works)
Rellenos arcillosos sólo en muros de poca entidad (categoría 1)
Koerner (1998) 0 Recomienda prestar especial atención al drenaje si hay finos
Figura 4.3. Influencia del ángulo de rozamiento del suelo en la longitud de anclaje.
77
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 110
Pero el estudio de la interacción entre geosintéticos y suelos cohesivos también
es importante en diseños cuya función principal no es el refuerzo. Obviamente, la
inclusión de estos materiales en la masa de suelo crea planos potenciales de debilidad
mecánica. Por ejemplo, en capas de protección de diques de balsas mineras o de riego,
en terraplenes con geotextiles de separación en el cimiento, así como en capas de
sellado e impermeabilización de vertederos (Figura 4.4) la discontinuidad creada
puede condicionar la estabilidad de la obra (Mitchell y Mitchell, 1992; Sánchez
Alciturri et al, 1993; Koerner y Daniel, 1997; Quian et al, 2002; Pardo de Santayana,
2008). En la Figura 4.5 se presentan los diferentes tipos de deslizamientos en
vertederos de residuos (Quian et al, 2002).
Hay constancia de rotura de varios grandes vertederos a lo largo de interfaces de
los sistemas de impermeabilización con suelos cohesivos: el de Kettleman Hills de
North California (Mitchell et al, 1990; Seed et al, 1990; Koerner y Soong, 1999), los
vertederos portugueses descritos por Pardo de Santayana (2002; 2008) y otros (Stara et
al, 2008). Aunque no hay constancia bibliográfica, hay vertederos españoles que han
sufrido en algún grado patologías similares: por ejemplo, los deslizamientos del
vertedero de Cabezón de la Sal (Cantabria) y el del vertedero de Bens (La Coruña). Al
parecer, ambos fueron debidos a condicionantes externos, el primero por fallo del
cimiento y el segundo debido a la entrada de agua freática en el interior de la masa de
residuos.
En las obras citadas suelen estar presentes capas arcillosas, que son sensibles a
los cambios de humedad y cuya interacción con geosintéticos, como se verá, no se ha
estudiado suficientemente.
En el estudio con suelos cohesivos cobran relevancia, entre otros aspectos, la
humedad de puesta en obra (y por tanto, la succión), su cohesión y la capacidad de los
geosintéticos, no sólo de disipar las presiones intersticiales positivas generadas durante
la compactación, sino incluso de generar algo de succión (Perrier et al, 1986; Tatsuoka
y Yamauchi, 1986; Iryo y Rowe, 2003, 2004; García et al, 2007) o de dificultar la
saturación, debido al efecto de “rotura capilar” (Ap. 4.5.6).
78
Page 111
Figura 4.4. Esquema de un vertedero, cuyos sistemas de sellado o impermeabilización definen
planos potenciales de deslizamiento.
Figura 4.5. Diferentes tipos de deslizamiento en vertederos de residuos (Qian et al, 2002).
79
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 112
Se entiende, pues, que la valoración de la succión en los suelos cohesivos para
estos propósitos es determinante y ha de auxiliarse de las técnicas y principios de la
teoría de suelos no saturados expuestos en el Capítulo 3. Pese a ello, son muy recientes
las investigaciones que estudian la interacción entre suelos cohesivos y geosintéticos
con dicho enfoque (Perrier et al, 1986; Tatsuoka y Yamauchi, 1986; Asanza y Sáez,
2002; Fleming et al, 2006; García et al, 2007).
En ese sentido, se cree que los equipos de laboratorio que se presentan en el
Capítulo 5 pueden contribuir al conocimiento de dicha interacción, y por ende, ayudar
a tomar decisiones sobre el aprovechamiento de suelos tolerables o marginales.
Recuérdese que, por motivos medioambientales y económicos, en el espíritu del PG-3
yace el aprovechamiento de materiales marginales, con los pertinentes estudios
específicos (Artículo 330.3.3).
4.2. Geosintéticos. Factores intervinientes
Los geosintéticos, como indica su nombre, se fabrican con materiales sintéticos
procedentes de la industria del plástico; básicamente, se trata de polímeros como el
polipropileno (PP), poliéster (PET) y polietileno (PE), y en menor medida, otros
polímeros y fibra de vidrio. El PP y el PE pertenecen al grupo de las poliolefinas
(polímeros de doble enlace), son más deformables y presentan mayor fluencia que el
PET. Los procesos industriales de polimerización y las propiedades básicas de estos
polímeros y de sus aditivos los han tratado con detenimiento Navarro et al (1989) y
Koerner (1998).
En la Figura 4.6 se presenta toda la gama de los gesintéticos. Christopher y
Holtz (1985) y Leiro (2002) han detallado la naturaleza de estos productos y los
ensayos físicos y químicos de caracterización. En cuanto a los geotextiles, Giroud
(1984) sentó las bases de su clasificación, fijada según el proceso de fabricación.
Véase la Figura 4.7 (se ha optado por traducir sólo los tipos principales, pues no todos
encuentran equivalencia en castellano).
80
Page 113
GEOSINTÉTICOS
PRODUCTOS RELACIONADOSGEOMEMBRANAGEOTEXTILES GEOCOMPUESTO
Véase figura GEOMALLA
ENTRELAZADA
GEOESTERA GEOCÉLULA GEOREDde Giroud (1984)
EXTRUIDA
Monofilamento Monodireccional
Multifilamento Bidireccional
Geotextil
Prod. Relacionado+
GEOTEXTILGEOTEXTIL+ +
GEOREDGEOMALLA TEJIDA
GEOTEXTIL
Bentonita+
GeosyntheticClay Liner (GCL)
Figura 4.6. Clasificación de los productos geosintéticos.
Figura 4.7. Clasificación de los geotextiles según el proceso de fabricación (Giroud, 1984).
Cuando se trabaja con geotextiles formados por filamentos, que se fabrican por
extrusión, su estiramiento produce una reducción del diámetro y una orientación
uniforme de las moléculas del polímero, dando lugar a un aumento de su resistencia y
de su rigidez, similar al trefilado de los cordones de acero. A su vez, estos filamentos
elementales pueden enrollarse en una fibra multifilamento. Las fibras y filamentos se
caracterizan en producción mediante su “Denier” o su “dTex”, términos provenientes
de la industria textil. Un “Denier” es la masa en gramos de 9000 m de una sola fibra y
81
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 114
un “dTex” (deciTex) es la masa (también expresada en gramos) de 10000 m de fibra
(Giroud, 1984; Koerner, 1998).
Como se ve, conocida la densidad del polímero constituyente y el “dTex”, puede
determinarse la sección de la fibra, de importancia para las propiedades mecánicas
macroscópicas. En la Tabla 4.2 se adjunta el peso específico relativo (Gs) de los
polímeros más comunes.
Tabla 4.2. Peso específico relativo de los polímeros más comunes (Shreve y Brink, 1977).
Polímero Peso específico
relativo (GS)
Polietileno de alta densidad (HDPE) 0,96
Polipropileno (PP) 0,91
Poliéster(PET) 1,22 a 1,38
Nylon 1,14
En la Figura 4.8-a se esquematiza la estructura de un geotextil no tejido y en la
Figura 4.8-b, de uno tejido. Dentro de los no tejidos, cabe hacer distinción entre los
geotextiles agujeteados y los termosoldados. En los primeros, la unión entre los
filamentos se efectúa mecánicamente, mediante una plancha provista de multitud de
agujas espigadas que incide repetidamente sobre la “napa”, enmarañando dichos
filamentos. Hay constancia de que la industria está sustituyendo las planchas de agujas
por sistemas de “microjets” de agua a muy alta presión, con la misma función. En los
termosoldados, las fibras de los geotextiles se ligan térmicamente, mediante la acción
compuesta de calor y presión, empleando una especie de rodillo (calandrado).
Figura 4.8. Tipos de geosintéticos: (a) no tejido; (b) tejido.
82
Page 115
Una vez conocida la materia prima de un geotextil y su modo de fabricación, las
otras propiedades esenciales son su espesor y su masa por unidad de superficie, que se
determinan mediante las normas UNE-EN 964-1:1995 y UNE-EN 965:1995,
respectivamente.
Aunque algunos Pliegos de Prescripciones Técnicas especifican los geotextiles
sólo de acuerdo a su masa, esto no es garantía “per se” de su calidad o de que
desempeñará la función requerida. Aparte de las características mecánicas e
hidráulicas que se exponen a continuación, el modo de fabricación, la resistencia a la
oxidación, la estabilidad frente a los rayos UV, si la materia prima es virgen o
regenerada, si es fibra continua o corta, son datos esenciales para su valoración.
Las características mecánicas fundamentales de los geotextiles son la resistencia
a la tracción y elongación (UNE-EN ISO 10319:1996), la resistencia al
punzonamiento estático (UNE-EN ISO 12236:1996) y al punzonamiento dinámico
(UNE-EN 918:1996).
En lo que respecta a la tracción, los parámetros que definen el ensayo son: las
dimensiones y orientación de la muestra (según la dirección de fabricación,
denominada MD o perpendicular a ésta, denominada CD), la velocidad de ensayo, la
maquinaria y mordazas empleadas. En esencia, el procedimiento operativo consiste en
fijar una muestra en toda la anchura de las mordazas de la máquina de ensayo, y
someterla a una tracción hasta rotura, con velocidad de deformación constante. En la
Figura 4.9 se muestra el equipo de ensayo de tracción del Laboratorio Central de
Estructuras y Materiales del CEDEX, con una capacidad máxima de carga de 10 t.
Se comprende que la compresibilidad, la rigidez y la resistencia a la tracción de
un geotextil están íntimamente ligadas a su proceso de fabricación. Así por ejemplo,
en la Figura 4.10-a se muestra, para diversos tipos de geotextiles, la variación del
espesor con la sobrecarga, y en la Figura 4.10-b, su comportamiento tenso-
deformacional. Nótese la relativa compresibilidad y deformabilidad a tracción de los
geotextiles no tejidos agujeteados, a la inversa que los tejidos. Por ello, en general,
para refuerzo se suele optar por geotextiles tejidos, frente a los no tejidos, por tener
resistencias a tracción aceptables (>40 kN/m) y deformaciones en rotura moderadas
83
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 116
(≈10%), salvo que estos últimos incorporen cordones de refuerzo, generalmente de
PET (es el caso del geotextil PEC-75, empleado en la presente investigación).
Figura 4.9. Equipo de ensayo a tracción del Laboratorio Central del CEDEX. Véase el detalle de
las mordazas.
Figura 4.10. Influencia del proceso de fabricación en las características mecánicas: (a) variación
del espesor para diferentes sobrecargas; (b) curva tensión-deformación (Koerner,
1998).
84
Page 117
El ensayo de resistencia a punzonamiento por cargas estáticas se realiza con una
adaptación del molde y pistón del CBR. A grandes rasgos, consiste en medir la fuerza
necesaria para llegar a perforar un geotextil por medio del pistón del CBR, de cabeza
plana. La norma ASTM D 4833-07 se aparta de este método, y cita un aparato
específico. Por otra parte, el ensayo de resistencia a punzonamiento dinámico consiste
en hacer impactar un cono de 1000 g con caída libre (500 mm) sobre una muestra
circular de geotextil y medir el diámetro de la perforación producida. En la Figura 4.11
se muestran el equipo de ensayo de resistencia a punzonamiento estático y el de
resistencia a punzonamiento dinámico del Laboratorio Central de Estructuras y
Materiales del CEDEX.
Figura 4.11. Equipos para la determinación de la resistencia al punzonamiento: (a) estático, con
molde del CBR; (b) dinámico, perforación con cono (Laboratorio Central del CEDEX).
En lo referente a propiedades hidráulicas del geotextil, caben distinguir, por un
lado, los aspectos relativos a la permeabilidad, donde se diferencia entre permitividad
(o capacidad de flujo perpendicular al plano del geotextil) y transmisividad (o
capacidad de flujo en el propio plano); y por otro, las características relativas a
retención, oclusión y filtración en suelos, relacionadas con la abertura eficaz de poros
85
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 118
(Giroud, 1996; Mlynarek y Lombard, 1997; Koerner, 1998; Pilarczyk, 2000) que
quedan al margen de esta investigación.
Para determinar la permitividad (ψ ) en laboratorio basta establecer un gradiente
con flujo laminar entre las dos caras del geotextil y medir el caudal que atraviesa la
muestra (normas ASTM D 4491-99 y D 5493-93 y UNE-EN ISO 11058:1999). Así
pues, la permitividad se expresará como el caudal por unidad de área y por pérdida de
carga unitaria (s-1), esto es:
AHq×Δ
=ψ
donde:
q ≡ caudal fluyente (cm3/s)
HΔ ≡ pérdida de carga entre uno y otro lado del geotextil (cm)
A ≡ área del geotextil ensayado (cm2).
Adviértase que el espesor de la muestra queda englobado dentro del concepto de
permitividad. A grandes rasgos, la permitividad de un geotextil suele cifrarse entre
10-2 y 10 s-1 y está asociada a la función de filtro. Todos los geotextiles presentan esta
capacidad de flujo a través de su plano.
La transmisividad (Ω ), o capacidad de flujo en su plano, es exclusiva de los
geotextiles no tejidos agujeteados, por disponer de un entramado poroso abierto de
cierto espesor, a diferencia de los geotextiles tejidos y, sobre todo, de los no tejidos
termosoldados. Esta propiedad, ligada a la función de drenaje, confiere a los
geotextiles no tejidos agujeteados gran compatibilidad con los suelos cohesivos,
pudiendo paliar su baja capacidad drenante. Para determinar la transmisividad en
laboratorio se toma una muestra rectangular y se establece un gradiente entre dos lados
paralelos, impidiendo el flujo por el exterior de la muestra. En la Figura 4.12 se
reproduce un esquema del equipo empleado. La ejecución del ensayo viene recogida
en normas tales como la ASTM D 4716-00 y la UNE-EN ISO 12958:1999. Hay otras
variantes del ensayo (véase la norma ASTM D 6574-00). En suma, el valor de la
transmisividad puede obtenerse mediante la siguiente expresión:
86
Page 119
Figura 4.12. Equipo para la determinación de la transmisividad en un geotextil.
HBLq
××
=Ω
siendo:
q ≡ caudal fluyente (cm3/s)
L ≡ longitud del geotextil (cm)
B ≡ ancho del geotextil (cm)
H ≡ desnivel piezométrico (cm).
De nuevo, la permeabilidad del geotextil queda incluida dentro del concepto de
transmisividad y bastaría con dividir entre su espesor para obtener la permeabilidad
(Giroud y Perfetti, 1977):
tk ⋅=Ω
donde:
t ≡ espesor del geotextil (cm)
k ≡ permeabilidad (cm/s).
Obviamente, tanto la permitividad como la transmisividad dependerán de la
presión normal a la que estén sometidos los geotextiles, por lo que es recomendable
indicar dicho valor en el ensayo. En la Tabla 4.3 se recogen valores típicos de
transmisividad y de permitividad de diferentes geosintéticos (Lombard y Rollin, 1986;
Koerner, 1998; Pilarczyk, 2000; Narejo, 2005). Se ve que el geotextil no tejido
agujeteado es, con mucho, el de mayor capacidad de drenaje en su plano, con una
transmisividad de al menos un orden de magnitud superior al resto.
87
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 120
Tabla 4.3. Valores típicos de permeabilidad y transmisividad de diferentes geosintéticos.
Permitividad
(s-1)
Transmisividad
(m2/s)
No tejido, termosoldado 10-9 10-6
No tejido, agujeteado 10-6 10-4
Tejido (slit film) 10-8 10-5
Geo
text
il (c
on so
brec
arga
de
40
kPa)
Tejido, monofilamento 10-8 10-5
Geocompuesto de drenaje 10-9 10-2 a 10-5
En particular, para los geotextiles agujeteados resulta interesante determinar su
porosidad ( n ) para los estudios de las curvas características (Ap. 6.5.2), de “rotura
capilar” y de permeabilidad en condiciones no saturadas, donde el contenido de agua
se expresa en función de la humedad volumétrica y del grado de saturación. Así,
resulta fácil comprobar que (Giroud y Perfetti, 1977; Wayne y Koerner, 1993):
tMn
⋅−=
ρ1
siendo:
n ≡ porosidad (volumen de huecos en relación al volumen total)
t ≡ espesor del geotextil
ρ ≡ densidad del polímero (véase la Tabla 4.2)
M ≡ masa por unidad de superficie.
Como la porosidad de un geotextil agujeteado es del orden de n≈0,75-0,85, para
relacionar humedades volumétricas (θ ) y grado de saturación (SR), de modo
aproximado puede asumirse que:
RR SSn ⋅≈⋅= 8,0θ
88
Page 121
4.3. Interacción mecánica entre suelos y geosintéticos
4.3.1. Refuerzos extensibles frente a refuerzos inextensibles
La transferencia de cargas entre el suelo y un elemento de refuerzo sólo tendrá
lugar si se producen movimientos relativos entre ambos (o el material de refuerzo
absorbe cualquier conato de desplazamiento relativo). De ese modo, los esfuerzos
tangenciales se redistribuyen, involucrando a una mayor masa de suelo.
Siguiendo los planteamientos de McGown et al (1978) y las aportaciones de
Bonaparte et al (1987), puede hacerse distinción entre:
- Refuerzo inextensible, que es aquel cuya deformación en servicio es
significativamente inferior a la que se requiere para que el suelo
desarrolle el estado plástico activo de Rankine. Así, un refuerzo
“perfectamente” inextensible, establecería un equilibrio en el suelo en
condiciones k0 (al reposo). En tal caso, el comportamiento de la
estructura reforzada sería frágil;
- Refuerzo extensible, que es aquel cuya deformación en servicio es igual o
superior a la que se requiere para que el suelo desarrolle el estado
plástico activo de Rankine. En consecuencia, en estos materiales puede
abordarse un estudio en condiciones ka (activas). De ser así, el
comportamiento de la estructura reforzada sería dúctil. El fenómeno de la
fluencia, tan acusado en geomallas y geotextiles (salvo si son de PET)
favorece el establecimiento del estado activo.
Toda la familia de geosintéticos puede englobarse dentro de los refuerzos
extensibles, dejando como refuerzos inextensibles a las armaduras metálicas (típicas
de “Tierra Armada”) y a elementos de fibra de vidrio.
En la Figura 4.13 se comparan las curvas tensión-deformación de las dos clases
de refuerzos indicados y la Figura 4.14 se centra en los diferentes tipos de refuerzos
extensibles (geosintéticos). Se advierte que la deformabilidad de los geosintéticos es
un orden de magnitud superior y que en el caso de geotextiles no tejidos agujeteados
es aún mayor.
89
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 122
Figura 4.13. Comparación de la rigidez de refuerzos inextensibles con extensibles (Schlosser y
Delage, 1987).
Figura 4.14. Comparación de la rigidez de diferentes productos geosintéticos [(a) John, 1996; (b)
Bergado et al, 2006].
4.3.2. Modos de transferencia de esfuerzos en el contacto
Intervienen numerosos factores en la movilización de esfuerzos tangenciales en
el plano de contacto (interfaz) entre un geosintético y un suelo. Jones (1996) agrupa en
cinco categorías estos factores, que se presentan en la Tabla 4.4.
Al estudiar suelos cohesivos, prevalecen como más influyentes el grado de
saturación, la humedad y sus propiedades índice, tales como los límites de Atterberg,
porcentaje de finos y expansividad (Koerner, 1998).
90
Page 123
Tabla 4.4. Factores que influyen en la resistencia del plano de contacto (Jones, 1996;
reelaborado).
CATEGORÍA
Refuerzo Distribución
del refuerzo Suelo
Estado del
suelo Construcción
Forma (malla, barra, anclajes,
banda, ...) Situación Tamaño
máximo Compacidad Geometría de la estructura
Rugosidad Orientación Granulometría Sobrecarga Compactación
Dimensiones Espaciamiento Mineralogía Estado tensional Sistema de construcción
Resistencia Propiedades índice
Grado de saturación Estética
Rigidez Durabilidad
Hay dos modos básicos de transferencia de esfuerzos en el plano de contacto,
asociados a sendos aspectos cinemáticos:
- Por resistencia al corte puro en el plano de contacto: se da cuando una
masa de suelo trabaja como sólido rígido, viéndose sometida a un
esfuerzo tangencial en el contacto, dando lugar a un deslizamiento sobre
el geosintético. Los esfuerzos de corte son iguales en todo el plano de
contacto y cualquier zona es representativa de la interacción. Se trata del
modo de transferencia más elemental. Esta transferencia de esfuerzos se
da, por ejemplo:
• entre el geosintético en la base de un muro reforzado y el terreno
sobre el que se cimenta (o incluso entre un geosintético a una altura
intermedia y la capa de suelo superior, susceptible de deslizar).
Véase la Figura 4.15-a;
• Otro ejemplo claro es la transferencia de esfuerzos entre los
geosintéticos que forman las capas de impermeabilización o de
sellado de un vertedero (véanse las Figuras 4.4 y 4.5);
• Finalmente, esta interacción también se da en sistemas de
revestimientos flexibles de protecciones costeras y de riveras (Fig.
91
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 124
4.15-b), que se caracterizan por soportar regímenes hidráulicos muy
severos (Asanza y Olalla, 2002);
- Por arrancamiento: este modo de interacción aparece cuando, en virtud
del mecanismo cinemático de inestabilidad, la masa de suelo se puede
dividir en una zona activa (inestable) y en una pasiva (estable), de modo
que el tramo del geosintético embebido en la zona pasiva queda
solicitado a tracción, esfuerzo que se transfiere al suelo estable a lo largo
del contacto de la longitud “anclada”. Estos esfuerzos tangenciales se
desarrollan en ambas caras del geosintético y su reparto no es uniforme,
atenuándose a medida que se adentra en la zona pasiva. El único
movimiento es el del geosintético. Este mecanismo de transferencia se
manifiesta en el extremo interior de un geosintético de un muro
reforzado.
Figura 4.15. Ejemplos de transferencia de esfuerzos por corte puro: (a) deslizamiento en la base o
en una capa de un muro reforzado; (b) sistema de revestimiento flexible en una obra de
protección marina.
Ciertamente, puede haber modos de transferencia “híbridos”: por ejemplo, un
geosintético que refuerza el cimiento de un terraplén. Éste tiene en común con el
mecanismo de arrancamiento que la distribución de esfuerzos tangenciales no es
uniforme, aumentando hacia el pie, pero el movimiento también puede provenir de la
masa de suelo del relleno.
Otro modo de interpretar la resistencia conjunta de suelos y geosintéticos se ha
basado en el concepto de la “cohesión anisotrópica” (Schlosser y Long, 1972; Yang y
Singh, 1974; Ingold y Miller, 1983; Hausmann, 1976, 1990; Boyle, 1995; Uriel,
92
Page 125
1997), que establece la existencia de dos modos de fallo del conjunto: la limitación de
la resistencia a la tracción del elemento de refuerzo y la limitación por resistencia de la
interfaz, que como se verá, a la cual también se le supone un modelo coulombiano. En
consecuencia, asumiendo que el suelo reforzado rompe debido a un desviador vertical,
el suelo reforzado romperá con una tensión principal '3σ menor a la del suelo en
condiciones no reforzadas, debido a la resistencia radial con la que contribuye el
geosintético. En consecuencia, el círculo de Mohr en rotura del material reforzado
queda desplazado hacia la izquierda, obteniéndose una envolvente más resistente. Se
ha comprobado que para niveles de tensiones pequeñas se produce deslizamiento y el
efecto del geotextil equivale a un aumento “virtual” del ángulo de rozamiento, en tanto
que si los niveles de tensiones son elevados, se llega antes a la rotura por fallo del
refuerzo y el efecto equivale a un aumento “virtual” de la cohesión. En la Figura 4.16
(adaptada de Uriel, 1997) se ilustran estas ideas.
Envolvente virtual
σ1
τ
σ
σ = σ + σ δ3Suelo+Ref
ROT ROT3Suelo
1X tg
Detalle
σ3
σ 3 ROT
Suelo
σ 3 ROT
Suelo+Ref
σ3
σ1
Envolvente estricta suelo φ
σ δ φX1
tg X tg
Suelo+
Ref
Suelo
Contribución del refuerzo
Círculo
virtu
al
Figura 4.16. Esquema del aumento “virtual” de la cohesión en un suelo reforzado (modificado de
Uriel, 1997).
Otros investigadores lo han abordado bajo la premisa de que la inclusión de
elementos de refuerzo reorientan las tensiones principales, debido a los esfuerzos
cortantes generados en el plano de contacto (Yang, 1972; Basset y Last, 1978; Jewell,
1980; Shewbridge y Sitar, 1996).
93
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 126
4.3.3. Transferencia por resistencia al corte. Eficiencia
En lo que respecta estrictamente al suelo, por lo general se asume un
comportamiento elasto-plástico o rígido-plástico y el criterio de rotura de Coulomb
(1776) para la resistencia al corte de un plano preestablecido, con lo que romperá si los
esfuerzos tangenciales movilizados en dicho plano ( sueloτ ) alcanzan:
''' φστ tgc nsuelo ⋅+=
donde:
'c ≡ cohesión efectiva del suelo
n'σ ≡ componente normal de la tensión efectiva
'φ ≡ ángulo de rozamiento interno del suelo.
Así, cuando se estudia el modo de transferencia de esfuerzos por resistencia al
corte entre suelos y geosintéticos, de manera análoga, se puede asumir que la
resistencia al corte en la interfaz ( intτ ) también sigue un modelo elasto-plástico (o
rígido-plástico) y el criterio de rotura coulombiano (Jones, 1996; Koerner, 1998):
'''int δστ tgc na ⋅+=
siendo:
'ac ≡ adherencia entre ambos materiales
n'σ ≡ componente normal de la tensión efectiva
'δ ≡ ángulo de fricción en la interfaz.
Habida cuenta de lo anterior, para valorar el comportamiento de un geotextil
como elemento de refuerzo se pueden definir los siguientes parámetros (Ingold, 1994;
Tupa y Palmeira, 1995; Athanasopoulos, 1996; Koerner, 1998):
''
φδ
δ tgtgE = ≡ eficiencia de la fricción (o coeficiente de interacción friccional)
''c
cE a
c = ≡ eficiencia de la adherencia (o coeficiente de interacción por
adherencia).
94
Page 127
con lo que, conociendo las eficiencias, la resistencia al corte en la interfaz quedaría tan
sólo en función de los parámetros resistentes del suelo:
'''int φστ δ tgEcE nc ⋅⋅+⋅=
Otros autores (Fourie y Fabian, 1987; Koutsourais et al, 1998) optan por definir
un sólo coeficiente de interacción, como cociente de los esfuerzos tangenciales
movilizados en el contacto (interfaz) entre los movilizados en el plano de corte del
suelo, englobando fricción y adherencia, esto es:
''''''int
φσδσ
ττ
tgctgcE
n
na
suelo ⋅+⋅+
==
Sin embargo, con esta definición, dicho coeficiente se haría ya de principio
dependiente del nivel de tensiones si hubiera cierta adherencia. En cualquier caso,
como se verá, también se ha constatado que el ángulo de fricción disminuye con el
aumento de las tensiones normales.
Para obtener los coeficientes de interacción del sistema suelo-geosintético, basta
con llevar a cabo ensayos convencionales de resistencia del suelo (corte directo o
triaxiales) y ensayos específicos de resistencia en la interfaz de ambos materiales.
Daniel (1993) y Sharma y Sangeeta (1994) han proporcionado valores orientativos del
ángulo de fricción entre diversos geosintéticos y suelos, que se recogen en la Tabla
4.5. También la UNE 104425 recoge valores de rozamiento entre las interfaces de
diversos pares de materiales (suelos y geosintéticos), que podrían ser empleados a
nivel de anteproyecto, pero parece necesario realizar ensayos específicos en cada caso.
La determinación de la resistencia en la interfaz suele realizarse en cajas de corte
directo con ligeras adaptaciones. Como estas no suelen permitir un desplazamiento
relativo suficiente para alcanzar los valores residuales, pueden complementarse con
ensayos en el anillo de torsión (shear ring apparatus). También se pueden realizar
ensayos de fricción con equipos que regulan el ángulo de inclinación del plano de
contacto (tilt tests), que por su sencillez, resultan de gran aplicación. Todo esto se verá
en el Apartado 4.4.
95
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 128
Tabla 4.5. Valores orientativos de ángulos de fricción entre suelos y geosintéticos [Daniel, 1993
(arriba); Sharma y Sangeeta, 1994 (abajo)].
Ángulo de fricción GEOSINTÉTICO
ARENA ARCILLA
Geomembrana PVC 20º-30º 6º-15º
Geomembrana PEAD 17º-25º 5º-10º
Geomembrana PEAD rugosa 30º-40º 9º-15º
Geotextil 22º-40º 15º-26º o parám. resistentes del suelo
ÁNGULO DE FRICCIÓN ENTRE GEOSINTÉTICOS
Geomembrana PVC
Geomembrana PEAD lisa
Geomembrana PEAD rugosa
Geomalla
Geotextil tejido 10º-28º 7º-11º 9º-17º 9º-18º
Geotextil no tejido agujeteado 16º-26º 8º-12º 15º-33º 10º-27º
Geotextil no tejido termosoldado
18º-21º 9º-11º 15º-16º 17º-21º
Geomalla 11º-24º 5º-19º 7º-25º -
En general, el límite superior de los coeficientes de interacción es 1 (Koerner,
1998), pues al alcanzar el esfuerzo cortante que agota el suelo, rompería por un plano
paralelo ligeramente por encima de la interfaz. Excepcionalmente, algunas geomallas
biaxiales pueden presentar coeficientes de interacción que superan la unidad si se
ensayan con suelos granulares; esto responde a que las bandas de la geomalla tienen
cierto relieve y al deslizar han de “romper” la continuidad del esqueleto sólido en las
aberturas que forman. Este fenómeno se agudiza en un mecanismo de arrancamiento.
En la Figura 4.17 se ilustran estas ideas.
Dado que las obras de tierra reforzada han venido empleando suelos
seleccionados, limitando en contenido de finos, se solía despreciar la componente de la
adhesión, con lo que la eficiencia quedaba reducida al cociente de tangentes. Esta
expresión simplificada es la que suele figurar en las normas y guías de diseño:
E=''
φδ
ϕ tgtgE =
96
Page 129
Figura 4.17. Mecanismo de interacción de geomallas biaxiales con suelo granulares (Jones, 1996;
Koerner, 1998; reelaborado).
No obstante, dicha simplificación se ha generalizado en exceso, pues la
tendencia actual es aprovechar los materiales locales, que en ocasiones presentan
cierta componente cohesiva.
Ciertamente, el estudio del mecanismo de transferencia de esfuerzos con suelos
netamente cohesivos se complica. A raíz de las investigaciones durante esta última
década con suelos cohesivos saturados o muy húmedos, hay autores que, por extensión
de la teoría clásica de Mecánica de Suelos, proponen hacer distinción entre
coeficientes de interacción a corto plazo y a largo plazo (Seraphim y Zagatto Penha,
2000). Si el suelo está saturado, a corto plazo no se podría contar más que con la
resistencia al corte sin drenaje (su). De ser así, los 2 parámetros de interacción a corto
plazo se reducirían a uno, puramente adhesivo:
u
CPa
sueloCP s
cE ==ττ int
donde:
CPac ≡ adherencia a corto plazo en la interfaz
us ≡ resistencia al corte sin drenaje del suelo.
97
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 130
Más adelante se verá que en caso de emplearse geotextiles no tejidos
agujeteados, hay numerosas referencias que apuntan a que no se generan situaciones
de corto plazo en la interfaz, incluso impide la saturación del suelo y por ende, la
generación de presiones positivas. Con geomallas, al existir continuidad en el suelo,
siempre existe una componente resistente asociada a la resistencia al corte sin drenaje
del suelo.
A modo de síntesis, en la Tabla 4.6 se muestran posibles interpretaciones de la
eficiencia. En ella se incluye además la formulación propuesta en el presente trabajo
de investigación, donde se la hace depender de la succión. Dicha formulación se
justifica en el Apartado 9.4 y es el resultado de integrar el estado del conocimiento de
la resistencia de suelos no saturados y el de la interacción mecánica entre suelos y
geosintéticos. Los resultados de eficiencia de la presenten investigación también se
recogen en el Apartado 9.4.
Tabla 4.6. Posibilidades de interpretación de la eficiencia.
Caso Expresión de la eficiencia Observaciones
General ''
φδ
δ tgtgE =
'ccE a
c = (Jones, 1996; Koerner, 1998). Para suelos con componente cohesiva
Global ''''''int
φσδσ
ττ
tgctgcE
n
na
suelo ⋅+⋅+
== (Fourie y Fabian, 1987; Koutsourais et al, 1998); útil si la envolvente no es
recta.
Simplificado (E='φ
δϕ tg
tgE = ) Para suelos granulares. La que recogen las normas.
A corto plazo u
CPa
CP sc
E =
(Seraphim y Zagatto Penha, 2000). Para suelos
cohesivos saturados sin capacidad de drenaje a CP.
Con succión controlada
(Ap.9.4) ( ) '')('
int
φφσδσ
ττ
tguutguctgc
E
nvfwafaf
na
suelo
⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
==
Propuesta de la presente investigación. Asumiendo
la simplificación de 'φ =cte. e incorporando el
criterio de resistencia al corte de Vanapalli et al
(1994)
98
Page 131
4.3.4. Transferencia por arrancamiento
En la interacción por arrancamiento, la distribución de tensiones tangenciales en
el plano no es uniforme, decreciendo a medida que se aleja del punto exterior de
aplicación de la tracción. Al aumentarse la fuerza de arrancamiento, se van
movilizando más esfuerzos tangenciales, y al agotarse en las zonas más exteriores
progresa hacia el interior. Se entiende que hay dos posibilidades de fallo: que el
geosintético finalmente deslice entre las dos masas de suelo que le aprisionan, o que
rompa a tracción por estar muy solicitado exteriormente.
En la interpretación estándar de estos ensayos, como extensión de los ensayos de
corte (Schlosser y Elias, 1978; Palmeira, 1987), se podría definir un ángulo de fricción
( 'δ ) en el plano de contacto, que se obtiene como:
nnr
p
AP
tgστ
σδ int' =
×=
siendo:
pP ≡ fuerza de arrancamiento
rA ≡ área de la interfaz (actúan ambas caras)
nσ ≡ tensión normal
intτ ≡ esfuerzos tangenciales en todo el área (ambas caras).
Si el refuerzo es inextensible, se puede asumir que los esfuerzos tangenciales
finalmente movilizados son uniformes a lo largo del tramo de refuerzo anclado en la
masa de suelo. Por el contrario, si se trata de refuerzos extensibles (básicamente todos
los geosintéticos), la deformación del refuerzo puede dar lugar a una rotura progresiva
en el contacto, con una distribución de esfuerzos no uniforme, a la que el modelo
elasto-plástico coulombiano no puede dar respuesta (Juran y Chen, 1988; Abramento y
Whittle, 1995). Sucede que el mecanismo de interacción se hace más complejo, al
intervenir directamente la deformabilidad de ambos materiales.
Hubo autores que, en virtud de las primeras evidencias experimentales,
refirieron este ángulo de fricción al ángulo de rozamiento del suelo (Palmeira, 1987;
99
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 132
Schlosser y Elias, 1978), en forma de un coeficiente de interacción por arrancamiento
( PE ):
''
φδ
tgtgEP =
Sin embargo, los valores alcanzados manifestaron gran dispersión (entre 0,3 y
5). También se ha constatado la notable influencia del nivel de confinamiento
(Sprague, 1998; Moraci et al, 2002). En el caso de geomallas, el mecanismo de
interacción es aún más complejo (véase la Figura 4.17). Jewell et al (1985)
propusieron expresiones semiempiricas para estimar la resistencia al arrancamiento, en
función de la apertura de la malla, el tamaño de los granos del suelo y ángulo pico del
suelo.
En la actualidad se suele optar por la propuesta de Christopher et al (1990), en la
que se define un coeficiente de interacción global (Ci) que no corresponde a la
tangente de un ángulo, obteniéndose la resistencia al arrancamiento (PP) como:
Pp= iV CWL ⋅⋅⋅⋅ '2 σ
Siendo:
L ≡ longitud embebida
W ≡ ancho del geosintético
V'σ ≡ tensión vertical efectiva
iC ≡ coeficiente de interacción al arrancamiento.
El mecanismo de transferencia de esfuerzos por arrancamiento se estudia en
laboratorio con cajas de grandes dimensiones. En base a la máxima tracción
medida en el ensayo, se puede determinar el coeficiente de interacción por
arrancamiento, y por ende, la longitud de “anclaje” requerida en los geosintéticos
de muros reforzados.
El coeficiente de interacción así definido podría admitir algunas de las
variantes recogidas en la Tabla 4.6 (situación de corto plazo e influencia de la
succión.
100
Page 133
4.3.5. Limitaciones del modelo elasto-plástico coulombiano
Se ha constatado experimentalmente que, en rigor, el plano de contacto no
obedece a un comportamiento elasto-plástico (Byrne, 1994; Long et al, 1994; Jones y
Dixon, 1998; Koerner, 1998; Li y Gilbert, 1999; Esterhuizen et al, 2001). Más bien,
sigue un comportamiento de “strain softening”, esto es, que tras alcanzar el esfuerzo
tangencial máximo ( maxτ ), al aumentar el desplazamiento relativo, va perdiendo
resistencia al corte hasta un valor asintótico, de modo que puede definirse un ángulo
de rozamiento residual ( resδ ) para grandes deformaciones. La adherencia residual
suele considerarse nula. La integración de este fenómeno en la modelización numérica
del contacto es fundamental, máxime si se tienen en cuenta que los geosintéticos son
refuerzos extensibles (admiten movimientos elevados) y manifiestan fluencia. La
reducción del ángulo de rozamiento puede llegar a más de 10º (Leshchinsky, 2001).
Por otra parte, hay evidencias de que la envolvente de rotura puede ser no lineal
y el ajuste coulombiano puede inducir a errores significativos, sobre todo en el rango
de sobrecargas reducidas (Fourie y Fabian, 1987; Giroud et al, 1993; Jones y Dixon,
1998; Esterhuizen et al, 2001; Dixon et al, 2002). En la Figura 4.18-a se ilustra esta
idea. Recuérdese que en el ámbito de la Mecánica de Rocas sucede algo similar
(criterio de rotura de Hoek y Brown, 1980; 1988). Así, Giroud et al (1993), en base a
ensayos entre una geomembrana y un limo y a experiencias previas entre geotextiles y
geomembranas rugosas (Giroud et al, 1990), propusieron una envolvente de rotura
hiperbólica para un mejor ajuste de los resultados. En la Figura 4.18-b se muestra
dicha envolvente con los parámetros que la definen. En realidad la envolvente de
rotura (curva 1) es la resultante de la suma de una línea recta (curva 2) y una parábola
de orden p con asíntotas ortogonales (curva 3). Como se ve, al aumentar la sobrecarga,
el ángulo de fricción ( 'δ ) disminuye hacia un valor asintótico. En la Figura 4.18-c se
señala la “falsa adherencia” si no se tienen en cuenta ensayos a bajas sobrecargas.
Esterhuizen et al (2001), haciendo uso de esta expresión, también lograron un buen
ajuste de los resultados de fricción entre una geomembrana lisa y una arcilla (véase la
Figura 4.18-d). Los resultados de otros autores apuntan en la misma dirección, aunque
no hayan hecho uso de dicha expresión; así por ejemplo, Tan et al (1998) concluyeron
que el ángulo de fricción entre una arena y un geotextil no tejido agujeteado disminuye
hasta un valor asintótico a medida que se aumenta la sobrecarga. Los resultados con
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
101
Page 134
los ángulos residuales no fueron tan acusados (Fig. 4.19-a). Garbulewski (1991)
también encontró una falta de linealidad en ensayos de geotextiles agujeteados con
turbas (Fig. 4.19-b). Hay otras experiencias que sustentan esta teoría (Tatsuoka y
Yamauchi, 1986; Stark et al, 1996; Wasti y Özdüzgün, 2001; Stoewahse et al, 2002).
Figura 4.18. Modelo de envolvente de rotura no lineal (Giroud et al, 1993); (a) Limitación del
modelo coulombiano; (b) expresión de la envolvente; (c) detalle de la “falsa
adherencia”; (d) ajuste de la envolvente con resultados entre una geomembrana y
arcilla (Esterhuizen et al, 2001).
Figura 4.19. Disminución del ángulo de fricción con la sobrecarga: (a) ensayos entre geotextiles no
tejidos agujeteados y arenas (Tan et al, 1998); (b) Ensayos entre geotextiles no tejidos
agujeteados y turbas (Garbulewski, 1991).
102
Page 135
A raíz de las experiencias anteriores, varios de los autores citados han advertido
que si no se tienen en cuenta las limitaciones del modelo adoptado (“strain softening”
y curvatura de la envolvente a bajas sobrecargas), puede sobrevalorarse la resistencia
de las interfaces, sobre todo de los sistemas de impermeabilización y sellado de
vertederos, que están sometidos a bajas tensiones normales y pueden experimentar
cierto movimiento relativo si se encuentran en talud.
4.4. Equipos de laboratorio para la determinación de la fricción
4.4.1. Ensayos de fricción en caja de corte
El equipo de fricción en caja de corte es el que goza de mayor difusión para
determinar los parámetros resistentes en el plano de contacto. Su aplicación con fines
de diseño es muy amplia, salvo para muros reforzados, donde se prefiere usar datos de
ensayos de arrancamiento. A grandes rasgos, la caja de corte para ensayos de fricción
consiste en una adaptación del equipo de corte directo convencional (diseñado por
Casagrande), a fin de acomodar el geosintético.
La ausencia de normalización referente a la adaptación del equipo y al modo de
montaje de las muestras ha dado lugar a diversas variantes del ensayo, resultando muy
difícil la comparación de resultados entre diferentes laboratorios. De hecho, se ha
percibido gran dispersión en los resultados disponibles en la bibliografía.
Murthy et al (1993) compararon los resultados de los 4 modos de montaje más
comunes en este ensayo, que se ilustran en la Figura 4.20-a, y demostraron que, según
sea el modo de montaje, el ángulo de fricción entre una arena y un geotextil tejido
puede variar hasta unos 13º (véase la Figura 4.20-b). A modo ilustrativo, en la Figura
4.20-c se adjuntan las curvas tensión-desplazamiento entre el geotextil tejido y arena
para los 4 modos de montaje.
También el propio diseño de la caja condiciona sustancialmente los resultados.
Esa fue la conclusión de Gourc y Lalarakotoson (1997), que dirigieron una campaña
de ensayos sistematizados en 7 laboratorios (privados y de centros de investigación) de
103
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 136
Francia, Alemania, Reino Unido e Italia, usando cajas de 30x30 cm y siguiendo un
mismo montaje de las muestras, aunque con diferentes diseños de las cajas.
Figura 4.20. (a) Modos de montaje de los ensayos de fricción; (b) influencia en el ángulo pico y
residual; (c) aspecto de las curvas de rotura (Murthy et al, 1993).
Con los mismos objetivos y un mismo montaje, en 1995 y en 1996, la Sociedad
Alemana de Mecánica del Suelo puso en marcha sendas campañas de ensayos con un
grupo de trabajo, involucrando a 20 laboratorios nacionales, con experiencia en
ejecución de estos ensayos. Blümel y Stoewahse (1998), que analizaron dicha
104
Page 137
campaña, llegaron a la misma conclusión. En efecto, en la Figura 4.21, que agrupa los
resultados de fricción los 20 laboratorios alemanes para el caso de un geotextil no
tejido agujeteado y una arena, atestigua el grado de dispersión (Stoewahse et al, 2002).
Adviértase que algunas curvas de fricción de la campaña de 1995 manifestaban ciertas
anomalías, y aunque se corrigieron en la campaña del 96, apenas se redujo la
dispersión.
Figura 4.21. Resultados de fricción de 20 laboratorios alemanes (Stoewahse et al, 2002).
En principio, esta dispersión proviene del propio operario, del diseño mecánico
del equipo de corte y de la heterogeneidad de los materiales ensayados. Así, en ese
mismo marco de investigación, y tratando de unificar criterios entre la normativa
británica y la alemana, los ensayos se repitieron en la Universidad de Hanover y en la
de Loughborough, fijando el modo de montaje, empleando en ambas al mismo
operario y equipos con un mismo diseño (Blümel et al, 2000; Dixon et al, 2000;
Stoewahse et al, 2002). En la Figura 4.22 se muestra el coeficiente de variación para
diferentes niveles de sobrecarga en las cuatro campañas citadas, evidenciándose la
drástica reducción en las dos últimas campañas, al eliminar la influencia del diseño del
equipo de corte. Además, puesto que aumenta algo la dispersión con la disminución de
la sobrecarga, se agudizan las incertidumbres actuales en cuanto al conocimiento de
los parámetros de fricción en las capas de impermeabilización y de sellado de
vertederos.
105
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 138
Figura 4.22. Coeficientes de variación para diferentes niveles de sobrecarga, en las 4 campañas de
ensayos (Stoewahse et al, 2002).
Los siguientes detalles de diseño y de montaje de las cajas de corte pueden
distorsionar los resultados del ángulo de fricción (Takasumi et al, 1991; Lee y
Manjunath, 2000; Aydogmus et al, 2002; Stoewahse et al, 2002).
- Si se usan cajas de corte convencionales, durante la fricción la sección
efectiva se va reduciendo. Por ello, se recomienda emplear una caja inferior
mayor;
- El borde inferior del marco con suelo puede rozar sobre el geosintético,
sobrevalorando la resistencia al corte; en algunos equipos este fenómeno no
puede eliminarse;
- Si los dos marcos se rellenan de suelo, confinando el geosintético entre
medias, al aplicar la sobrecarga vertical el conjunto cede, quedando el
geosintético ligeramente por debajo del plano de fricción y modificando la
distribución de tensiones verticales;
- El punto de aplicación de la carga, en general situado en el marco inferior
móvil, y el punto de reacción de la caja superior, no están en la misma línea
de acción, lo cual puede dar lugar a momentos que alteran la distribución de
tensiones en el contacto;
- En algunos equipos el marco superior no es desmontable, lo que obliga a una
compactación del suelo “in situ”, con el consiguiente aumento de la
interacción del marco sobre el geotextil y el daño sobre los rodamientos de la
caja inferior;
106
Page 139
- La falta de una fijación perimetral en muestras grandes puede producir
distorsión y “arrugas” en el geotextil.
En la Figura 4.23 se presentan los 4 diseños más comunes de los equipos de
fricción, de acuerdo con Stoewahse et al (2002). La Figura 4.23-a corresponde al
diseño original de Casagrande, cuya caja superior queda fijada en un punto que puede
rotar y eliminar momentos espurios; sin embargo, no abundan estos equipos para
secciones grandes; la Figura 4.23-b corresponde al diseño finalmente adoptado en la
norma alemana (GDA E 3-8: DIN 18 137-3), que garantiza la transmisión íntegra de la
sobrecarga vertical; la Figura 4.23-c reproduce el diseño más extendido, si bien tiene
impedido el movimiento vertical, que puede dar lugar a cambios en la presión vertical;
en la Figura 4.23-d se presenta una mejora del equipo anterior, al incorporar un
sistema de control servo-hidráulico de la presión vertical.
Figura 4.23. Diseños de los equipos de fricción más comunes: (a) de Casagrande; (b) de la norma
alemana; (c) diseño más extendido; (d) mejora del anterior. (Stoewahse et al, 2002).
Como fase final de ensayos, Stoewahse et al (2002) compararon los resultados
de fricción entre un geotextil y una arena a diferentes densidades relativas con los 4
tipos de equipos con un mismo modo de montaje. En la Figura 4.24-a se muestran las
envolventes para un índice de huecos e=0,95 y en la Figura 4.24-b, los diferentes
107
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 140
ángulos de fricción resultantes para varios índices de huecos. Nótese la aparición de
“falsa adherencia”en la Figura 4.24-a cuando se extrapolan dichos resultados al origen.
Figura 4.24. Resultados con diferentes equipos: (a) Envolventes de rotura para e=0,95; (b)
ángulos de fricción para diversos índices de huecos. (Stoewahse et al, 2002).
Otras investigaciones también han atribuido a la configuración de la caja de
corte la dispersión en los resultados (Takasumi et al, 1991; Lee y Manjunath, 2000).
Teniendo en cuenta lo anterior, en la Tabla 4.7 se sintetizan las especificaciones
de las 4 normas de ejecución del ensayo consultadas, a saber: BS 6906:1991; prEN
ISO 19257-1; ASTM D 5321-02 y GDA E 3-8: DIN 18 137.
Pese a que las normas anteriores sugieren cajas de corte de al menos unos 300 x
300 mm de sección, numerosos autores sostienen que este límite inferior sólo es
razonable para ensayos de arenas con geomallas, georredes u otros geocompuestos de
trama centimétrica. Los ensayos de suelos finos con geotextiles o geomembranas
pueden realizarse con las cajas de corte de suelos convencionales, entre 60 a 100 mm
de lado (Koerner, 1998). De hecho, la ASTM D 5321-02 aprueba el empleo de cajas
menores si se confirma que no hay el efecto escala.
108
Page 141
Tabla 4.7. Síntesis de las especificaciones de las normas de ejecución del ensayo de fricción.
Norma BS 6906:1991 prEN ISO 19257-1 ASTM D 5321-02
GDA E 3-8 (DIN 18 137-3)
Alcance Indicaciones generales y pautas de ejecución
Indicaciones generales
Ensayo de ejecución
Ensayo de ejecución
Caj
a de
fr
icci
ón
“Unos 30 cm de lado”. Área mínima de 30 cm.
Área mínima de 30 cm.
Menor (6-10 cm) si no hay efecto
escala.
Área mínima de 30 cm;
geosintéticos sin estructura y suelos finos:
mínimo de 10 cm.
Requ
isito
s esp
ecífi
cos
del a
para
to σv aplicada a través de una
placa de reparto rígida; medida de movimientos
verticales. No especificado el diseño de
la caja.
La caja ha de permitir la dilatación de arenas; σv
con error de ±2% y aplicado con un sistema neumático. Medida del movimiento vertical al
final del ensayo.
σv aplicado con un sistema que permita mantenerlo durante todo el ensayo con
error de ±2%. Ha de registrarse la
deformación del suelo.
No especificado el diseño de la caja.
Recomendación de un calibrado previo.
Nº d
e en
sayo
s a
real
izar
9 en total, 3 para cada σv (50, 100 y 200 kPa).
Énfasis en realización de ensayos en diferentes
orientaciones/caras del geosintético.
4 en total, σv (50; 2 con 100; y 150 kPa). Énfasis
en realización de ensayos en diferentes
orientaciones/caras del geosintético.
Mínimo de 3 σv. Ensayos a diferentes orientaciones/caras
del geosintético.
3 σv diferentes más 2 ensayos a la σv
media (similar al esperado en servicio).
Con
dici
ones
de
l ens
ayo
A 20 ±5º C A 20 ±2º C.
Humedad relativa a 65 ±2%, si procede.
A 21 ±2º C. Humedad relativa a 65±2%, si procede.
Condiciones propias de un laboratorio de mecánica de
suelos
Proc
edim
ient
o pa
ra fi
jar e
l ge
osin
tétic
o
Con mordaza o pegado a una superficie rígida
Fijar el geosintético a un soporte rígido
para evitar movimiento relativo
entre éste y el soporte (pegado o con
mordaza)
Mordaza fuera de la superficie
de ensayo o pegado a una
superficie rígida.
Recomendaciones sobre soporte y
fijación del geosintético,
dependiendo de cada tipo de
ensayo.
Prop
ieda
des d
el su
elo
Dentro de la fracción B de la BS 4550.
Suelo seco: γd≈1,65-1.70g/cm3
Suelo húmedo: ωnat y γd≈ (92±2%)γd-max
Arena normalizada, según EN 196-1
ω=2%; γd≈1,75 g/cm3
Criterio del técnico;
determinar ω y γd al final del
ensayo.
Suelos cohesivos: γd< 95% γproctor ;
ω: lado seco, salvo otro
criterio. >24h con σv antes de
ensayar; suelos granulares: γd≈media, salvo
otro criterio.
Tam
año
máx
imo
del
suel
o 1/8 de la altura de la caja. - 1/6 de la altura
de la caja. 1/15 de la altura
de la caja.
Situ
ació
n re
lativ
a de
la
s mue
stra
s en
la c
aja
Con base rígida o con el suelo en la parte
superior.
Con base rígida y el suelo en la parte
superior.
Geosintético sobre una base rígida. Suelo
arriba o abajo.
Geosintético sobre una base rígida. Suelo
arriba o abajo.
109
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 142
Como es lógico, el debate sobre la armonización de los equipos y ejecución del
ensayo de corte sigue abierto. Prueba de ello es que la norma pr EN ISO 19257-1 se
encuentra pendiente de aprobación definitiva. Lo mismo sucede con las normas
relativas a otros equipos que se verán más adelante.
La Tabla 4.8 recoge diversas referencias de eficiencia a partir de ensayos de
fricción, para diferentes geosintéticos y suelos. Habida cuenta de lo antedicho, estos
valores han de tomarse sólo como orientativos, recomendándose siempre ensayos
específicos según el caso.
Tabla 4.8. Valores orientativos de la eficiencia, en base a ensayos de fricción.
Suelo Geosintético Eficiencia (%) Koerner (1998) Caja: 45x45 cm; Geomalla acoplada a base de madera
Arena (SW) seca; φp’=44º (Dr≈90%)
GM biaxial GM uniaxial
96-107 72-93
Martin et al (1984)
Arena para hormigón φp’=30º
W, mf W, sf
NW tw NW np
84 77 84
100
Arena redondeada φp’=28º
W, mf W, sf
NW tw NW np
- 84 -
92
Arena limosa φp’=26º
W, mf W, sf
NW tw NW np
- 87 -
96
Koutsourais et al (1998)
Arena media (SP); φp’=32º; w=17%; Gd≈1,75
W (PP) W (PET) W (PET)
90 100 100
Leyenda: W: tejido; NW: no tejido; np: agujeteado; mf: monofilamento; sf: slit film; tw: termosoldado
110
Page 143
En lo tocante a la velocidad de ejecución del ensayo, hay cierto consenso entre
los investigadores sobre su escasa influencia en un amplio rango (Eigenbrod et al,
1990). Stark et al (1996) y Stoewahse (2002) demostraron que el ángulo de fricción
pico en caja de corte (de 300x300 mm) es independiente de la velocidad de corte
aplicada, al menos en los rangos entre 0,003 mm/min y 40 mm/min. En la Tabla 4.9 se
han recopilado las velocidades empleadas en diversas investigaciones, con los rasgos
básicos de los ensayos. Nótese que se han ordenado cualitativamente, de mayor a
menor capacidad de drenaje del suelo. Finalmente, de acuerdo con otros
investigadores (Fox et al, 1998; Kovacevic et al, 2002) los GCL (Geocomposite Clay
Liners) manifiestan cierto incremento de su resistencia al corte a medida que aumenta
la velocidad. Finalmente, en la Tabla 4.10 se recopilan ensayos de fricción en caja de
corte con suelos cohesivos y geotextiles documentados en la literatura técnica.
4.4.2. Ensayos de fricción en caja inclinada
El equipo de fricción en caja inclinada (conocido en la literatura técnica
anglosajona como “tilt table” o “inclined board”) se compone básicamente de una
tabla que se fija por un extremo a una bancada mediante una rótula y de un sistema de
empuje para la elevación del otro extremo; sobre la tabla se fija una muestra (en
general, de geosintético), y a su vez, sobre esta muestra se coloca un marco con pesos
muertos, con el otro elemento a ensayar (suelo o geosintético) en su base. Tanto el
montaje como la ejecución del ensayo son muy sencillos y basta con anotar el ángulo
de inclinación de la tabla a partir del cual el marco comienza a deslizar sobre ella. En
la Figura 4.25 se reproduce el equipo de la Universidad Joseph Fourier de Grenoble
(Ground Engineering, 2001). La norma prEN ISO 12957-2 describe la ejecución de
este ensayo.
En la literatura técnica se pueden encontrar ligeras variantes: Ling et al (2002)
idearon el ensayo mediante una rótula motorizada en el centro de la tabla de ensayo;
Narejo (2003) propone un equipo más simplificado y que propugna como ensayo de
control de homogeneidad del geosintético en fase de fabricación; Briançon et al (2002)
han desarrollado un equipo de caja inclinada que permite saturar el plano de contacto y
establecer un flujo de agua, de modo que se obtienen los parámetros en condiciones
111
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 144
saturadas. Wu et al (2008) han diseñado un equipo de este tipo dentro de una máquina
centrífuga, que permite ensayar con sobrecargas de hasta 100 kPa.
Tabla 4.9. Recopilación de velocidades del ensayo de fricción con diferentes materiales.
Referencia Materiales ensayados Caja de corte Velocidad
Eigenbrod et al
(1990)
Arenas, arcillas y turbas
Gtxt NW (PET) y Gtxt W (PP) 60x60 mm
0,12 a 1,2 mm/min
(0,02 a 0,2 %/min)
Bouazza y Djafer-
Khodja (1994)
Turbas
Gtxt NW-np 100x100 mm
0,1 mm/min
(0,1 %/min)
Tan et al (1998) Arenas medias, DR≈65%
Gtxt NW-np de PP 100x100 mm
0,087 mm/min
(0,087 %/min)
Lee y Manjunath
(2000)
Arena media uniforme
Gtxt NW y Gtxt W 300x300 mm
1 mm/min
(0,33 %/min)
Athanasopoulos
et al (2002)
Arena de Ottawa, DR=95%
Gtxt NW-np 300x300 mm
1 mm/min
(0,33 %/min)
Seraphim y
Zagatto Penha
(2000)
Limo arcilloso plástico
Gtxt NW-np 100x100 mm
0,133 mm/min
(0,133 %/min)
Fourie y Fabian
(1987)
Arcilla limosa de baja plasticidad
Gtxt NW-np, Gtxt W, geomalla 60x60 mm
0,9 mm/min (U)
0,0033 mm/min (D)
(1,15 %/min)
(0,0055 %/min)
Lafleur et al
(1987)
Arcilla de alta plasticidad
Gtxt NW-np y Gtxt W 150x150 mm
0,024 mm/min
(0,016 %/min)
Leyenda: Gtxt NW-np≡geotextil no tejido agujeteado;
Gtxt W≡geotextil tejido; U≡no drenado; D ≡ drenado.
112
Page 145
Tabla 4.10. Recopilación de ensayos de fricción en caja de corte entre suelos cohesivos y
geotextiles.
Ref
. Geotxt Suelo Eficiencia Observaciones
Seca
picoδ ≈35-39º; resδ ≈33-34º
δE (Pico)= 0,72-0,87
δE (Res.)=0,68-0,71
Miy
amor
i et a
l (19
86)
NW
de
PP o
PET
Arena fina densa, (Cu=2) 'φ =43º
Húm
eda picoδ ≈32-33º; resδ ≈29-31º
δE (Pico)=0,64-0,68
δE (Res.)=0,59-0,63
La eficiencia residual se valoró respecto del ángulo pico del suelo
w=2
5%
picoδ (T)=22º; picoδ (NT)=38º
δE (T)=0,59; δE (NT)≈1
w=4
0%
picoδ (T)=21º; picoδ (NT)=33,5º
δE (T)=0,61; δE (NT)≈1
Lafle
ur e
t al (
1987
)
W y
NW
(fin
o-gr
ueso
)
Arcillas saturadas
(LL=56%; IP=30%)
w=6
0%
picoδ (T)=15º; picoδ (NT) =28,5º
δE (T)=0,47; δE (NT) =0,95
Ensayo drenado; δE referida a la humedad correspondiente del suelo; no se tuvo en
cuenta la cE
w=1
5%
picoδ (T)=32º; ac (T)=0 picoδ (NT)
=35º; ac (T)=4 kPa
w=1
7,5
picoδ (T)=23º; ac (T)=10 kPa
picoδ (NT) =29º; ac (T)=0
Furi
e y
Fabi
an (1
987)
W y
NW
Arcilla limosa (LL=27%; IP=13%)
w=1
9%
picoδ (T)=14º; ac (T)=6 kPa picoδ (NT)
=25º; ac (T)=0
Ver Ap. 4.5.4
S r=0
,9
picoδ =40º
Tats
uoka
y
Yam
auch
i (1
986)
NT
e=4
mm
Arcillas “sentitivas” algo
cementadas
S r=1
picoδ =30º; resδ ≈29º
Para 75 kPa de sobrecarga vertical
wop≈2
3,5%
picoδ =28,4º; c’=21 kPa
δE =1,05; cE =0,26
Sera
phim
y Z
agat
to P
enha
(2
000)
NW
-np
e=2,
7 m
m
Arcilla con 80% de finos (LL=47%)
wsa
t≈26
,5%
picoδ =24,4º; c’=7,6 kPa
δE =0,93; cE =0,21
Eficiencia referida a la del suelo en las mismas
condiciones de humedad
Leyenda: NW≡geotextil no tejido; np≡agujeteado; W≡geotextil tejido.
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
113
Page 146
Figura 4.25. Equipo de caja inclinada de la Universidad Joseph Fourier de Grenoble (Ground
Engineering, 2001).
En lo concerniente a aspectos cinemáticos, este ensayo difiere del de fricción en
caja de corte en lo siguiente:
- El ensayo en caja de corte se realiza con control del desplazamiento
relativo (el pistón horizontal avanza a velocidad constante), en tanto que
el de caja inclinada, con aumento controlado de la fuerza paralela al
plano. Continuando con lo anterior, en el ensayo en caja de corte la
tensión normal es constante, en tanto que el de caja inclinada va
disminuyendo con la inclinación; de hecho, las componentes normal ( nσ )
y tangencial (τ ) aplicadas, valen, en función de la inclinación (i):
)()(cos
0
0
isenin
⋅=⋅=
στσσ
siendo 0σ la tensión normal inicial (con el plano horizontal);
- La propia configuración del equipo de caja inclinada limita la sobrecarga
máxima a unos 50 kPa, pues no es viable aplicar la sobrecarga con un
sistema multiplicador mediante palancas, y un número elevado de pesas
sobre el bloque puede provocarle momentos de vuelco;
- El modo de ejecución del ensayo imposibilita determinar el ángulo de
rozamiento residual.
114
Page 147
Según lo anterior, las trayectorias y rangos de tensiones en uno y otro ensayo se
representan en la Figura 4.26.
Se ha comprobado que el ángulo de fricción en caja inclinada no es sensible a la
velocidad a la que se inclina la tabla (Izgin y Wasti, 1998; Reyes Ramírez et al, 2002;
Briançon, 2002; Narejo, 2003), al menos en los rangos de entre 0,3 y 6º/min, que son
los valores extremos citados en la literatura técnica. Para estas velocidades, los
movimientos del bloque son irrelevantes antes de que se produzca el deslizamiento
súbito (Costa-Lopes et al, 2002), por lo que no es común medirlos. De hecho, este
ensayo no permite hallar la curva que relaciona el movimiento relativo en la interfaz y
los esfuerzos tangenciales movilizados, que pueden ser útiles para los investigadores
en modelización.
50 100 150 200 250 300
50
100
150
Tensión vertical (kPa)
Esfu
erzo
tang
enci
al M
ax.,
(kPa
)Nτ
Rango de sobrecargas en caja de fricción
Rango de sobrecargasen caja inclinada
δCaja de corte
TRAYECTORIAS DE TENSIONES
Caja inclinada
Figura 4.26. Comparación de las trayectorias y rangos de tensiones en caja inclinada y en caja de
corte.
Sin embargo, Reyes Ramírez et al (2002) han comprobado que si el ensayo se
interrumpe, incluso a una inclinación claramente por debajo de ángulo de fricción, el
desplazamiento relativo de la caja puede no estabilizarse, lo cual permite estudiar la
fluencia del geosintético. Dada la sencillez del equipo y del montaje de muestras
suficientemente representativas, es muy aconsejable su uso para casos tales como la
interacción entre los diferentes elementos que constituyen un sistema de sellado e
115
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 148
impermeabilización de vertederos (Koerner y Daniel, 1997; Martínez Santamaría,
2001; Pedersen et al, 2003) y sistemas de revestimiento flexibles (Asanza y Olalla,
2002). Es más, los niveles de sobrecarga aplicada y la disposición inclinada “in situ”
de los materiales se pueden reproducir bien en este equipo, inclusive los fenómenos de
fluencia y la total saturación y flujo de agua por la interfaz (presentes en los casos
citados).
Los investigadores coinciden en que el ángulo de fricción obtenido con la caja
inclinada es notablemente superior al obtenido con la caja de corte (Giroud et al, 1990;
Girard et al, 1990; Koutsourais et al, 1991; Izgin y Wasti, 1998; Wasti y Özdüzgün,
2001), lo cual sustenta la propuesta de envolvente curva de Giroud et al (1993).
Finalmente, se ha probado la gran repetibilidad de los resultados en caja inclinada
(Izgin y Wasti, 1998; Lalarakotoson et al, 1999; Wasti y Özdüzgün, 2001). Sirvan de
ejemplo los resultados de la Figura 4.27, tomados de Izgin y Wasti (1998), donde se ve
el buen ajuste de los resultados entre geomembranas y una arena.
Figura 4.27. Resultados de ensayos en caja inclinada entre geomembranas y arena (Izgin y Wasti,
1998).
4.4.3. Ensayos de fricción con anillo de torsión (shear ring)
El anillo de torsión, desarrollado en el Imperial College de Londres (Bromhead,
1979), se concibió para evaluar la resistencia residual drenada de arcillas. Consta
básicamente de una célula dividida en dos mitades, que alberga una probeta de forma
anular de suelo cohesivo remoldeado de 100 mm de diámetro exterior y 70 mm de
diámetro interior, con espesor de unos 5 mm. Como se ve en la Figura 4.28, la célula
116
Page 149
de ensayo permite un desplazamiento giratorio indefinido en el plano medio. La base y
la tapa de la célula están dentadas, a fin de poderse hincar sobre las caras inferior y
superior de la muestra y poder generar el par torsor en el plano medio. La célula se
coloca sobre una bancada con un sistema de palancas que aplican diferentes
sobrecargas.
El ensayo permite de forma relativamente rápida la determinación del ángulo de
fricción residual en condiciones drenadas, debido a la pequeña longitud de drenaje, y
al pequeño espesor de la pastilla de suelo, y poder aplicar varias tensiones normales
sin desmontar el aparato. Las dimensiones del anillo limitan su uso a suelos finos. La
ejecución del ensayo viene recogida en la norma ASTM D 6467 y en la BS 1377-7:
1990.
Figura 4.28. Esquema del modo de ensayo del anillo de torsión (Bromhead, 1979).
La Universidad de British Columbia (UBC) desarrolló un anillo de torsión con
una configuración mecánica diferente (Bosdet, 1980) y con diámetros interior y
exterior de 44,5 y 70 mm, respectivamente, con una altura total de muestra entre 15 y
20 mm.
El ensayo en anillo de torsión también se ha adaptado para el estudio de la
fricción residual entre geomembranas (lisas y texturadas o rugosas) y geotextiles
(Stark et al, 1996; Jones y Dixon, 1998), entre arcillas y geomembranas (Stark y
Poeppel, 1994; Esterhuizen et al, 2001) y entre geotextiles y arenas (Tan et al, 1998).
No se ha encontrado en la bibliografía ensayos en el anillo de torsión entre geotextiles
y suelos cohesivos.
117
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 150
Puesto que en el plano de contacto entre geosintéticos y suelos tienen lugar
grandes deformaciones en muchas de sus aplicaciones, merece prestarse atención a
ensayos que puedan reproducir el fenómeno del “strain softening”, ya comentado. En
general, los ensayos en caja de corte tienen un recorrido limitado y la alternativa de
realizar varias “pasadas” en caja de corte desvirtúa en cierto modo el ángulo residual y
no reproduce el movimiento real “in situ” del contacto. La ventaja del anillo de
torsión, frente al equipo en caja de corte, reside en la posibilidad de determinar tanto el
ángulo pico como el ángulo residual. Asimismo, Vaid y Rinne (1995) señalan además
que el equipo de anillo de torsión logra un mayor grado de uniformidad en las
tensiones normales.
En lo que respecta a ensayos de fricción entre suelos granulares y geotextiles,
Tan et al (1998) presentan resultados entre una arena media seca y geotextiles no
tejidos agujeteados de varios espesores, de una misma gama de un fabricante. Sus
conclusiones son:
- el ángulo de fricción pico ( pδ ) y el residual ( rδ ) no dependen del espesor del
geotextil ni de la velocidad de desplazamiento (rotacional); véase la Figura
4.29;
- en comparación con el ensayo en caja de corte, resulta un ángulo de fricción
pico menor en anillo de torsión y se pone de relieve el gran desplazamiento
necesario para alcanzar valores residuales. Véase la Figura 4.30.
Figura 4.29. (a) Influencia del espesor de la muestra (o peso) en los ángulos de fricción pico y
residual; (b) influencia de la velocidad de giro. (Tan et al, 1998).
118
Page 151
Figura 4.30. Comparación de resultados entre el anillo de torsión y la caja de corte, para una
misma arena y mismo geotextil (Tan et al, 1998).
4.4.4. Ensayos de arrancamiento (pull-out tests)
En esencia, el ensayo de arrancamiento con geosintéticos consiste en dejar
embebida una muestra rectangular entre dos marcos metálicos fijos o en una caja con
una ranura lateral de suelo, dejando uno de sus extremos libre, a fin de poder
amarrarlo a una mordaza de tracción. En la literatura técnica se pueden encontrar
multitud de cajas de arrancamiento, con dimensiones que oscilan entre los 0,5 m y los
3 m. En la Figura 4.31 se muestra la caja de arrancamiento del Laboratorio de
Geotecnia del CEDEX. Básicamente, consiste en dos mitades de 1x1x0,5 m dentro de
un marco de reacción, sobre el que se monta un gato de carga vertical que permite
aplicar hasta 1 MPa y un gato horizontal con mordaza de tracción. Los detalles
técnicos pormenorizados de este equipo los recoge Díaz Espinoza (2000).
El interés de estos ensayos radica, no tanto en la determinación del ángulo de
fricción, que puede estimarse con ciertas limitaciones, sino en la evolución de la
movilización y la longitud necesaria para garantiza un total anclaje. Para ello, por lo
119
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 152
común se pegan bandas extensométricas o hilos de ínvar a diferentes profundidades
respecto de extremo traccionado, de tal modo que se van registrando las
deformaciones en puntos a diferentes profundidades. En la Figura 4.32 se muestra la
evolución de los registros de las 5 bandas extensométricas instaladas a diferentes
profundidades del geotextil en un ensayo de arrancamiento con una “arena de miga”
en el equipo del CEDEX (2001).
Figura 4.31. Equipo de arrancamiento del Laboratorio de Geotecnia del CEDEX.
Figura 4.32. Ensayo de arrancamiento con medidas de deformación con bandas extensométricas a
diferentes profundidades (CEDEX, 2001).
120
Page 153
Hay numerosos autores que coinciden en que hay diversas condiciones de
contorno, asociadas a la geometría y detalles del equipo (tamaño y forma de la caja,
holgura entre las mitades de la caja, elemento de reparto de la carga vertical, tipo de
mordaza, etc,..) que distorsionan la distribución de tensiones y condicionan los
resultados de los ensayos, a saber:
- Durante la extracción del geotextil, las paredes frontales hacen que en el
entorno de la ranura por donde sale el geotextil se concentren tensiones
(este efecto se suele paliar colocando pletinas horizontales en el interior de
las cajas, a modo de labios interiores en la ranura de salida del geotextil
(Bolt y Duszynska, 2000);
- La mordaza de arrancamiento deteriora la muestra de geotextil, por lo que
normalmente rompe por esta zona con una carga inferior a la nominal de
tracción;
- No resulta fácil un montaje que, tras la aplicación de la sobrecarga,
garantice que la muestra de geotextil permanezca en el plano de
arrancamiento.
En la actualidad existe un borrador de Norma europea que trata de armonizar los
diferentes equipos de arrancamiento.
La velocidad de aplicación de la tracción, siempre que se realice en un tiempo
razonable (en rangos de mm/minuto), es secundaria respecto a otros factores (Bolt y
Duszynska, 2000).
El coeficiente de interacción por arrancamiento es ligeramente sensible al nivel
de tensiones (Sprague, 1998). Se observa que este coeficiente es prácticamente 1
cuando el suelo es una arena, en tanto que baja en diferente grado si es un suelo
cohesivo (Sprague, 1998; Koutsourais et al, 1998).
4.5. Experimentación con suelos cohesivos
Mientras que la granulometría y compacidad son los parámetros más influyentes
cuando los ensayos de fricción se realizan con suelos granulares, en los suelos
121
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 154
cohesivos será esencialmente la humedad (y por tanto, el grado de saturación) el
parámetro que gobierna la fricción movilizada.
En general, en la mayoría de las experimentaciones con suelos cohesivos en los
que se evalúa la influencia de la humedad (o grado de saturación), ésta no se controla
durante la etapa de fricción, lo cual desvirtúa en cierto grado el ensayo. En efecto, si
un geotextil se ensaya con un suelo cohesivo húmedo, aparte de la evaporación de
agua, al entrar en contacto, se originará una transferencia de humedad, tratando de
equilibrar ambos materiales sus succiones. Se colige, por una parte, la necesidad de
equipos que puedan controlar la humedad (o la succión), y por otra, que para la
interpretación del equilibrio cobran especial importancia las curvas características del
suelo y del geotextil.
4.5.1. Influencia de la humedad en suelos granulares finos
La influencia de la humedad en la transferencia de esfuerzos ya es notable en
suelos granulares finos, tanto con geotextiles, como con geomembranas, geomallas y
fibras.
Basta con un contenido moderado de finos o incluso con un porcentaje elevado
de arena fina para que la humedad de un suelo influya significativamente en la
resistencia de la interfaz. Prueba de ello son los ensayos de fricción en caja de corte de
300x300 mm de Miyamori et al (1986) con un suelo con un 70 % de arenas muy finas
(entre 0,075 y 0,15 mm). Los ensayos se realizaron con el suelo en un estado de
compacidad medio-denso. En la Figura 4.33 se compara el ángulo pico de fricción con
esta arena colocada seca y colocada húmeda (w=9%) para los 5 tipos geotextiles
agujeteados ensayados por los autores. También se adjuntan los resultados de los
ángulos residuales. La muestra ensayada seca manifestó un incremento entre 4º y 7º en
el ángulo de fricción pico y entre 3º y 4º en el residual. Se infiere, pues, que la
naturaleza del geotextil influye mucho más en el ángulo de fricción pico que en el
residual. A tenor de los resultados, no parece que el espesor de la muestra de geotextil
sea una de las características que más condicionen la fricción movilizada.
122
Page 155
Figura 4.33. Influencia de la humedad en el ángulo de fricción pico y residual en suelos granulares
finos; ensayos de geotextiles agujeteados con una arena seca y húmeda (w=9%).
Miyamori et al, 1986.
Ling et al (2002) comprobaron con ensayos en caja inclinada la pérdida de
fricción al añadir un 2% de humedad a diversas arenas finas (arena de Nevada, de
Toyura y de Ottawa).
4.5.2. Influencia del grado de saturación con geomallas
Los ensayos de arrancamiento de Farrag y Griffin (1993) con geomallas en un
limo algo arcilloso (con 90 % de finos; LL=27% e IP=6%) evidenciaron una pérdida
sustancial de resistencia al aumentar la humedad 5 puntos, pasando de un SR≈50 al
≈70% (Figura 4.34). Con arreglo al mecanismo de movilización de esfuerzos
comentados en epígrafes anteriores, la pérdida de resistencia al arrancamiento estará
asociada a la propia pérdida de resistencia al corte del suelo (que tiene continuidad en
las aberturas de la geomalla) a medida que disminuye la succión (Ap. 3.5). Siguiendo
esa línea de investigación, en publicaciones posteriores, relativas al arrancamiento con
arcillas limosas (Farrag y Morvant, 2004) dejaron constancia de que la pérdida de
resistencia no es debida a la generación de sobrepresiones intersticiales en el entorno
de la geomalla cuando el suelo se ensaya saturado. Más bien, a tenor de la Figura 4.35,
los ensayos a la humedad de saturación (wsat=40%) provocan un ligero descenso de la
presión intersticial.
123
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 156
Figura 4.34. Influencia del SR con geomallas; ensayos de arrancamiento en limos arcillosos.
(Farrag y Griffin, 1993).
Xu et al (2002) realizaron ensayos de arrancamiento de geomallas en suelos
arcillosos de plasticidad media-alta (LL≈45%, con illita y caolinita como minerales
preponderantes) que revelan que la variación del grado de saturación tiene mayor
influencia en la interacción que el efecto escala de la abertura de la geomalla. Se
realizaron ensayos correspondientes a humedades de w=26 (SR≈100%), 22 (SR≈85%)
y 18% (SR≈70%), con medidas de la eficiencia movilizada (respecto del valor último
para w=26%) para diferentes niveles de desplazamiento relativo del arrancamiento. Se
concluyó que la influencia del grado de saturación en la movilización de la fricción es
tanto más acusada cuanto mayor es el desplazamiento relativo. Además, la eficiencia
aumenta hasta unas 1,55 veces (para desplazamientos relativos grandes) al reducir el
grado de saturación del 100 al 70%; y unas 1,33 veces si se reduce al 85%.
También Alwahab & Al-Ourna (1995) cuantificaron de la influencia del grado
de saturación en suelos cohesivos reforzados con fibras sintéticas. Así, por encima de
5 puntos de la humedad óptima no apreciaron incremento de su resistencia al corte.
124
Page 157
Figura 4.35. Influencia del SR con geomallas; ensayos de arrancamiento en arcillas limosas con
w=18 y 40% (saturación), con medida de presiones intersticiales en la zona exterior
(Farrag y Morvant, 2004).
125
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 158
4.5.3. Influencia del grado de saturación con geomembranas
Dentro del marco de investigación de la interacción entre los diversos materiales
que constituyen los sistemas de impermeabilización, la Universidad de Hanover, bajo
los auspicios del grupo de trabajo 5.1 de la Sociedad Alemana de Mecánica del Suelo,
llevó a cabo ensayos de fricción entre una arcilla de plasticidad media y una
geomembrana texturada de HDPE (Blümel y Brummermann, 1996). Para ello se
empleó una caja de 30 x 30 cm con la configuración de la Figura 23-c, y se ensayó en
condiciones drenadas (0,016 mm/min). Como se ve en la Figura 4.36, el incremento
del grado de saturación del 85 al 100% puede suponer una disminución del ángulo de
fricción pico de entre 5º y 6º.
Fleming et al (2006) también comprobaron que el ángulo de fricción entre una
geomembrana y una arena con un 3 % de bentonita podía reducirse unos 3º al
aumentar la humedad del 6 al 8 %.
4.5.4. Ensayos con geotextiles
Lafleur et al (1987) ensayaron en caja de corte (de 6”x6”) una arcilla de alta
plasticidad saturada (LL=56 y IP=30%) y un geotextil tejido y dos no tejidos
agujeteados para 3 humedades de saturación diferentes (w=25, 40 y 60%). Los
resultados se han plasmado en la Figura 4.37. Cabe señalar que, de acuerdo con la
velocidad de rotura aplicada (0,024 mm/min), sus ensayos de fricción pueden
calificarse como drenados.
En la interpretación de resultados, Lafleur et al (1987) refieren el coeficiente de
interacción ( δE ) al ángulo de rozamiento del suelo para la humedad consignada,
despreciando la componente de adherencia en el plano de contacto. En este caso, al
tratarse de suelos saturados, no hay dificultades para obtener la resistencia del suelo
para cada humedad. Valga señalar al respecto lo siguiente:
126
Page 159
Figura 4.36. Variación del ángulo de fricción con el SR, entre una arcilla y una membrana
texturada (Blümel y Brummermann, 1996).
0.47
0.610.59
0.98
1.03
1.09
0.94
1.09
1.15
15
20
25
30
35
40
25 30 35 40 45 50 55 60
Humedad (%)
Áng
ulo
de fr
icci
ón e
n el
con
tact
o, δ
'(º)
Gtxt tejido
Gtxt No tejido (fino)
Gtxt No tejido (grueso)
La cifras adjuntas son los coeficientes de interacción friccional
Figura 4.37. Variación del ángulo de fricción y coeficientes de interacción entre una arcilla
plástica saturada (LL=56 y IP= 30%) y diversos geotextiles, para diferentes humedades
de saturación (Lafleur et al, 1987).
127
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 160
- En términos absolutos, es patente cierta pérdida de resistencia en el plano
de contacto cuando aumenta la humedad, si bien no se puede atribuir toda
esta pérdida a la humedad, pues la densidad seca varía en sentido inverso.
- El ángulo de fricción es sustancialmente mayor en los geotextiles no
tejidos agujeteados (entre 28º y 39º) que en el tejido (de 15º a 22º), sin
que manifieste influencia el espesor de los geotextiles agujeteados;
- En términos de eficiencia, los geotextiles agujeteados alcanzan el 100%,
en tanto que el tejido, prácticamente la mitad (entre el 47 y el 61 %), con
una influencia leve de la humedad y densidad;
- Dado que los autores despreciaron la componente de adherencia en el
plano de contacto, englobando toda la resistencia en el coeficiente de
interacción por fricción ( δE ), cabe pensar que los resultados de los
coeficientes de interacción superiores a 1 pueden ser debidos a esta
simplificación;
- Habiendo referido el coeficiente de interacción respecto a la resistencia
del suelo en idénticas condiciones, dicho coeficiente presenta una
disminución poco significativa en los no tejidos a medida que se aumenta
la humedad. Posiblemente se deba a que, como la succión en todos los
casos es prácticamente nula, será ésta y no la humedad la variable que
más condicione el fenómeno.
Ingold (1983, 1985), a fin de valorar hasta qué punto tiene sentido plantear un
estudio a corto plazo en suelos cohesivos reforzados con geotextiles que permiten el
flujo en su plano (básicamente, los no tejidos agujeteados), llevó a cabo ensayos en
célula triaxial con una arcilla (caolín comercial) con características similares a las
arcillas de Londres. Como refuerzo empleó discos de geotextil de polietileno de ≈5
mm de espesor intercalados en las probetas. Como ensayo de contraste posterior,
también empleó elementos de refuerzo impermeable (papel de aluminio). Ambos
materiales presentan unas características resistentes muy superiores al suelo, de modo
que la rotura de las probetas ocurre por deslizamiento en la interfaz.
En la primera etapa experimental se ensayaron probetas en célula triaxial de 4”
con un número diferente de discos de geotextil (hasta 17 discos), siguiendo la variante
drenada (ensayo CD) y la variante no drenada (UU), pero en este caso, con tiras de
128
Page 161
papel perimetrales, para poder redistribuir las posibles sobrepresiones entre los discos.
En la Figura 4.38 se muestra el aumento relativo de resistencia (referido como R:
cociente entre el desviador del ensayo con la probeta reforzada, ya sea CD o UU, y el
de la probeta sin reforzar y drenada, esto es, del ensayo CD). Se observa que, aunque a
la arcilla reforzada se le aplique rápidamente el desviador (es del 2% en los ensayos
UU), para un refuerzo con μ ≈4 la capacidad de drenaje de los geotextiles ya es tal,
que puede asimilarse al comportamiento de un suelo no reforzado pero drenado, y en
suma, perdiendo el sentido un estudio a corto plazo. Para valores de μ superiores,
además de su función drenante, se comienza a manifestar su función de refuerzo.
Figura 4.38. Comparación de resistencia al corte sin drenaje y drenada de probetas arcillosas
reforzadas con varios discos de geosintético permeable (Ingold, 1985).
Se concluye que, conjugando la capacidad de flujo en el plano (transmisividad) y
el espaciamiento de estos refuerzos puede llegar a no ser crítico el comportamiento a
corto plazo. Adviértase la importancia del espaciamiento (que equivale a dos veces la
longitud máxima de drenaje).
129
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 162
En la experimentación posterior, Ingold (1985) comprobó la situación opuesta,
esto es, la pérdida de resistencia a corto plazo (con ensayos UU) de una arcilla
saturada por la presencia de refuerzos impermeables (discos de papel de aluminio).
Ello se debe a la generación de sobrepresiones en el centro de estos discos, incapaces
de disiparlas radialmente (Ingold y Miller, 1983). Sin embargo, esta tendencia se
invierte si el suelo no está saturado. En efecto, Ingold (1985) llevó a cabo ensayos
similares a los anteriores pero con probetas no saturadas. Así, comprobó que la
resistencia a corto plazo con el refuerzo impermeable respecto a la del suelo sin
reforzar (denominado R), pero en condiciones idénticas, aumenta linealmente con la
pérdida de saturación el suelo. Todo ello se plasma en la Figura 4.39: así, de una parte,
en la vertical correspondiente a la saturación se reproducen los resultados con probetas
reforzadas con 2, 3 y 5 discos, que evidencian la pérdida de resistencia de las probetas
saturadas a medida que se aumenta su refuerzo; de otra parte, se representa una serie
de resultados para diferentes grados de saturación, con muestras de 1,5“ de diámetro y
reforzadas con 11 discos. Queda patente la relación lineal entre R y el grado de
saturación, con independencia de la presión de confinamiento. Así por ejemplo, para
SR≈90% la resistencia a corto plazo del suelo reforzado con los elementos
impermeables ya supera a la del propio suelo para el mismo grado de saturación
(R>1).
Figura 4.39. Resultados de ensayos triaxiales UU con probetas no saturadas y reforzadas con 11
discos impermeables. Se adjuntan los resultados con diversos refuerzos cuando el suelo
está saturado (Ingold, 1985).
130
Page 163
Dado el aumento de resistencia en las probetas no saturadas y reforzadas con
discos de papel de aluminio, se sigue que la pérdida de resistencia del suelo en
condiciones saturadas procede del aumento localizado de las presiones intersticiales.
Por último, se puede pronosticar que el comportamiento de geotextiles sin
transmisividad (en general, los tejidos) habría sido similar al de los discos de papel de
aluminio, pues la sola existencia de permitividad (filtración perpendicular a su plano)
no disipa sobrepresiones. Dicho de otro modo, el coeficiente de interacción
(eficiencia) a corto plazo de geotextiles tejidos es casi nulo si el suelo cohesivo está
totalmente saturado y aumenta de manera muy sensible ante la desaturación.
Los trabajos de Athanasopoulos (1996), que ensayó geotextiles tejidos y no
tejidos agujeteados, también respaldan la idea de que a corto plazo la interacción de
geotextiles tejidos con arcillas saturadas es prácticamente nula. En efecto, el autor
llevó a la práctica ensayos singulares en caja de corte de 30x30 cm. Como se ve en la
Figura 4.40, el geotextil se coloca perpendicular al plano de deslizamiento, dando
lugar a un modo de rotura mixto, entre fricción y arrancamiento. En dicha figura
también se adjunta la expresión deducida del ángulo de fricción (δ ) y el modelo
mecánico aplicado. Athanasopoulos (1996) empleó un suelo limo-arcilloso saturado,
con un 88% de finos (de los cuales un 63% son limos), con LL=25%, dγ ≈1,78 g/cm3
y 4 geotextiles no tejidos agujeteados, tres de los cuales son de la misma gama de un
fabricante, y un geotextil tejido. De acuerdo con la ejecución del ensayo y la velocidad
de corte aplicada (0,4 mm/min), puede considerarse como no consolidado y no
drenado (UU).
Figura 4.40. Montaje del ensayo en la caja de corte y expresión para determinar el ángulo de
fricción (Athanasopoulos, 1996).
131
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 164
Pese a la dificultad de compararlos directamente con resultados convencionales
de fricción o de arrancamiento, sus resultados permiten valorar cualitativamente el
comportamiento a corto plazo de diversos geotextiles. Así por ejemplo, en la Figura
4.41 se compara la envolvente de rotura del suelo reforzado con un geotextil no tejido
agujeteado (Terram 4000) con la envolvente del mismo suelo reforzado con el
geotextil tejido (Nicolon 66448), referidas ambas a la del suelo sin reforzar. Estos
resultados prueban que el geotextil tejido no aporta al suelo resistencia a corto plazo,
aun teniendo una resistencia a la tracción doble que el otro.
Figura 4.41. Comparación de envolventes de resistencia a corto plazo: arcilla reforzada con
geotextil no tejido agujeteado y de geotextil tejido, respecto a la arcilla sin reforzar
(Athanasopoulos, 1996).
Análogamente a las conclusiones de Ingold (1985), al interpretar los resultados
de Athanasopoulos (1996) se desprende que el aporte de resistencia a corto plazo de
un geotextil agujeteado ha de estar ligado a su transmisividad, que es lo que
esencialmente le diferencia de los geotextiles tejidos. Así, en la Figura 4.42, junto a
cada curva de variación del coeficiente de interacción friccional (en realidad, de uφδ )
con la sobrecarga, se ha insertado la transmisividad y el espesor de cada uno de los 3
geotextiles no tejidos agujeteados. La figura recoge dos casos, (para cE =ca/cu=0 y 0,5),
pues la expresión para determinar δ requiere introducir un valor de adhesión. En
suma:
132
Page 165
Figura 4.42. Coeficientes de interacción friccional de los 3 geotextiles agujeteados obtenidos, para
dos posibles coeficientes de interacción por adhesión (Athanasopoulos, 1996).
- Se demuestra experimentalmente la importancia del valor de la
transmisividad para evitar condiciones de corto plazo y poder movilizar la
resistencia friccional con arcillas saturadas; de hecho, la posible influencia
de otros factores, tales como la textura y la rugosidad del producto, en todo
caso, será de segundo orden, por tratarse de geotextiles de la misma gama
de un fabricante;
- Enlazando con lo anterior, el espesor del geotextil tiene influencia
básicamente hidráulica, pero en términos puramente friccionales tiene
poca repercusión. Por eso, en los ensayos drenados la fricción es
prácticamente independiente del espesor del geotextil (Miyamori, 1986;
Lafleur et al, 1987; Tan et al, 1998);
- Es congruente la disminución de fricción con el aumento de la presión
vertical, puesto que al geotextil se le comprime tanto, que reduce su
transmisividad. Esto es más acusado en el geotextil de menor espesor.
Por otro lado, los trabajos presentados por Myles (1982) con arenas finas y con
cenizas, indican que los geotextiles no tejidos agujeteados desarrollan algo más de
fricción que los geotextiles no tejidos termosoldados.
Gilbert et al (1992), respaldándose en ensayos de arrancamiento, también
comprobaron la pérdida de resistencia al arrancamiento de geotextiles tejidos en una
arcilla plástica al aproximarse a su saturación, destacando que dicha reducción se debe
a la “pérdida de tensión capilar”. En la Figura 4.43 se muestra la reducción de la
resistencia al arrancamiento a medida que se satura el suelo.
133
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 166
Figura 4.43. Reducción de la resistencia al arrancamiento con la humedad, entre una arcilla
plástica y un geotextil tejido (Gilbert et al, 1992).
Fourie y Fabian (1987) estudiaron el coeficiente de interacción entre 3
geosintéticos y una arcilla limosa de baja plasticidad (LL=27% y IP=13%) en una caja
de 60x60 mm. La arcilla se ensayó con humedades del 14,8%, 17,4% y 19%, que,
aunque los autores no lo indican, a tenor de la densidad seca máxima alcanzable por
estos materiales ( dγ ≈1,75-1,80 g/cm3), corresponden a condiciones no saturadas. Los
autores llevaron a la práctica dos variantes de ensayo, que denominaron “no drenados”
y “drenados”, según la velocidad de desplazamiento del pistón horizontal (0,9
mm/min, los primeros y 0,0033 mm/min, los segundos). Pese a la denominación de los
autores, es cuestionable calificar los ensayos “no drenados” como tales, dado que es
dudoso que la sobrecarga consiguiera la saturación del suelo, y por ende, que generara
sobrepresiones en una muestra donde no hay total continuidad de la fase líquida. De
hecho, se cree que debía de existir una cierta succión (aunque no controlada) durante
el ensayo, tanto mayor cuanto menores fueran la humedad y la sobrecarga. Otro factor
que respalda lo antedicho es que la resistencia al corte del suelo aumenta con la
tensión vertical, con una tasa tanto mayor cuanto menor es la humedad.
134
Page 167
Así, los resultados de la fricción movilizada publicados por Furie y Fabian
(1987) se han reinterpretado del siguiente modo: se ha obtenido mediante mínimos
cuadrados el ángulo de fricción equivalente de los pares de puntos (σv ; τ) para cada
geosintético y cada humedad de ensayo (no se han tenido en cuenta los resultados con
tensiones verticales superiores a 150 kPa). En la Figura 4.44 se muestra la variación
del ángulo de fricción con la humedad, junto a las características de los geosintéticos
empleados. Resulta interesante destacar lo siguiente:
Con
dici
ones
pró
xim
as a
sat
urac
ión
Ensayo 'drenado'Tejido: 42º
Ensayo 'drenado'Geomalla: 39,3º
Ensayo 'drenado'No tej. aguj.: 29,8º
10
15
20
25
30
35
40
45
14 15 16 17 18 19Humedad del suelo (%)
Áng
ulo
de fr
icci
ón, δ
(º)
Geotextil no tej. aguj. (ensayo 'no drenado')
Geotextil tejido (ensayo 'no drenado')
Geomalla (ensayo 'no drenado')
No se han tenido en cuenta los ensayos mayores a 150 kPa
Geosintético Bidim U 24 Propex 2002 Netlon CE111/121
Material PET PP PE
Fabricación No tej. agujet. Tejido Extrusión
Resistencia a tracción (kN/m) 10 27 2,0/7,7
Elongación en rotura (%) 60-80 40/20
Abertura eficaz de poros (μm) 60-95 250 8000x6000
Transmisividad (cm2/s) 0,012 ≈0 Nula
Figura 4.44. Reinterpretación de los resultados de los ensayos de fricción en caja de corte,
“drenados” y “no drenados” de Furie y Fabian (1987), entre una arcilla de baja
plasticidad y 3 geosintéticos.
- el claro aumento de la fricción con la reducción de la humedad (aumento de
succión), en consonancia con las conclusiones de Ingold (1983);
- que el geotextil no tejido agujeteado es capaz de movilizar tanta más
fricción que el resto cuanto más próximo esté de condiciones de corto plazo
(ensayos a 0,9 mm/min y con la humedad mayor, del 19%), presentando un
ángulo de fricción de hasta unos 8º mayor;
135
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 168
- en condiciones “drenadas” y con sólo el 14% de humedad, el geotextil tejido
y la geomalla proporcionan un ángulo de fricción claramente mayor que el
agujeteado;
- la movilización de la máxima resistencia en la interfaz tuvo lugar hacia el
10% (6 mm de desplazamiento relativo) con el geotextil agujeteado, hacia el
3-4 % con el geotextil tejido (hasta unos 2,5 mm) y hacia un 8% con la
geomalla (5 mm);
- en los ensayos con el geotextil no tejido agujeteado los autores detectaron
pérdidas de humedad de entre 1,5 a 2,5% en los 2 mm de la muestra de
suelo más próximos a la interfaz. De nuevo, se constata la transferencia de
humedad del suelo al geotextil agujeteado, que responde a fenómenos de
succión y no a las sobrepresiones alegadas por los autores. Como se
comprobará en los Capítulos 7 y 8, los equipos que se presentan en esta
investigación conservan la humedad en la interfaz;
- los autores aglutinan la componente adherente y friccional en un sólo
coeficiente de interacción (ver Tabla 4.6), pero con la particularidad de que
las refieren a la resistencia del suelo en las mismas condiciones de humedad
que el ensayo de fricción. Recordando que dicho trabajo es prácticamente
coetáneo a los de Escario y Sáez de 1986, se entiende el vacío teórico y
experimental en aquel momento para cuantificar la eficiencia, en particular,
la valoración de la resistencia del suelo no saturado.
Pueden extraerse del trabajo de Fourie y Fabian (1987) dos conclusiones de
extraordinaria importancia para los objetivos de la presente investigación: primero,
que es inevitable la pérdida de humedad junto a la interfaz de un suelo cohesivo
cuando se ensaya con un geotextil no tejido agujeteado en caja de corte convencional,
y que, a falta de medios de control durante el ensayo, debiera de determinarse dicha
humedad a posteriori; y segundo, que para determinar con rigor los coeficientes de
interacción (eficiencia) entre ambos materiales para diferentes humedades, se han de
referir a la resistencia al corte del suelo en condiciones iguales a las que se encuentra
en el ensayo de fricción.
Seraphim y Zagatto Penha (2000) estudiaron en caja de corte de 100x100mm los
coeficientes de interacción entre una arcilla de plasticidad media (80% de finos,
LL=47 e IP=15%) y un geotextil no tejido agujeteado (Bidim OP-30), de espesor
136
Page 169
e=2,7 mm y resistencia a la tracción de 22 kN/m. Se evaluaron dos condiciones de
humedad para una misma compacidad: la correspondiente a la humedad óptima
(wop=23,5%; SR=92%), sin indicar si fue Proctor modificado o normal, y la de
saturación (wsat=26,6 %).
Estos autores definieron coeficientes de interacción parciales, separando la
componente friccional ( δE ) y la adherente ( cE ), y refiriéndola siempre a la resistencia
del suelo con la misma humedad que el ensayo de fricción. Con todo, no hay
constancia de que emplearan técnicas de laboratorio para suelos no saturados para
determinar la resistencia al corte del suelo y la fricción con el geotextil. Así, se
comprende la ligera dispersión en sus resultados (con coeficientes de correlación,
R2≈0,92 a 0,96: compárense con los R2>0,99 de la presente investigación, recogidos
en las Tablas 7.3 a 7.5 y 8.5 a 8.10), posiblemente asociada a la pérdida de humedad
durante los ensayos. La Figura 4.45 muestra las envolventes de resistencia al corte del
suelo y las de fricción suelo-geotextil, en las dos condiciones de humedad señaladas.
Se incluyen los coeficientes de interacción. En cualquier caso, pueden extraerse varias
conclusiones importantes de dichos estudio:
- Los parámetros resistentes del suelo en condiciones no saturadas son
congruentes con el estado del conocimiento de los suelos no saturados (Ap.
3.5): se mantiene sensiblemente el ángulo de rozamiento y aumenta la
cohesión a medida que aumenta la succión (disminuye la humedad);
- El ángulo de fricción suelo-geotextil disminuye 4º al desaturar ligeramente
el suelo (del 100% a SR =92%);
- La eficiencia friccional ( δE ) es muy próxima a 1. El hecho de que pueda ser
superior a 1 ha de atribuirse, bien a la dispersión de los resultados, bien a la
capacidad del geotextil para la “captación” de agua, que deseca el entorno
de la interfaz. Así, en realidad el suelo se ensaya a una humedad inferior a la
prefijada. De hecho, los autores también lo achacan a este fenómeno;
- La componente de adherencia en el plano de contacto suelo-geotextil no es
despreciable, aunque es muy inferior a la cohesión del propio suelo,
alcanzándose eficiencias por adherencia ( cE ) en el entorno de 0,20 a 0,25.
Tampoco se descarta que se trate de una “falsa adherencia” debida a la falta
de linealidad de la envolvente (Giroud et al, 1993).
137
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 170
Figura 4.45. Envolventes de resistencia y eficiencias entre una arcilla de plasticidad media y un
geotextil no tejido agujeteado (Seraphim y Zagatto Penha, 2000).
4.5.5. Influencia de la succión en geotextiles no tejidos agujeteados
Tatsuoka y Yamauchi (1986), a fin de investigar la estabilidad de terraplenes de
arcillas “sensitivas” reforzadas con geotextiles agujeteados durante periodos de lluvias
persistentes, instrumentaron dos terraplenes de 4 y 5 m de altura y paramentos muy
verticalizados. El suelo consiste en cenizas volcánicas arcillosas con cierta
cementación y una elevadísima humedad natural (≈125 %), que pierde su estructura
durante la excavación y remoldeo (conocidas en el entorno de Tokio como “Kanto
loam”). La transmisividad del geotextil empleado era de Ω ≈0,1 cm2/s y su espesor, de
4 mm. Merecen señalarse las condiciones de puesta en obra de este suelo tan marginal:
w=100 % y dγ = 0,6-0,7 t/m3, con grados de saturación entre el 85 y el 90 %.
Se instalaron numerosos dispositivos de medida de movimientos (transductores
de desplazamiento e inclinómetros) y 16 tensiómetros para la medida de presiones de
agua (negativas y positivas), distribuidos en 3 secciones de instrumentación. Se
registraron datos durante casi dos años, incluyendo diversos periodos de lluvia intensa
138
Page 171
(real y simulada con difusores). Como se puede apreciar en la Figura 4.46, en los
periodos de lluvias intensas los tensiómetros alejados de los geotextiles (U2 y U5)
reducen su succión hasta alcanzar presiones intersticiales positivas y requieren varias
semanas para restituir la succión previa, en tanto que los próximos a los geotextiles
(U1, U3, U4 y U6) en ningún momento registraron valores positivos. En suma,
tomando dichas medidas como representativas del suelo circundante, se llega a que los
geotextiles no tejidos agujeteados, además de cumplir su función meramente
resistente, en periodos de lluvias intensos reducen en gran medida la generación de
presiones positivas en su zona de influencia. Esto repercute notablemente en la
estabilidad global en dichos periodos. En efecto, en condiciones no saturadas, por una
parte, el ángulo de fricción del contacto aumenta: en la Figura 4.47 se puede comparar
el ángulo pico de fricción en condiciones de puesta en obra (δ ≈35º-42º) y en
condiciones saturadas (δ ≈30º), obtenido en caja de corte. Por otra parte, la succión
provoca un aumento de las tensiones efectivas, que favorecen la resistencia al corte del
suelo. De hecho, para un análisis retrospectivo de estabilidad posterior, los autores
hicieron uso de la expresión de Bishop (1959) para determinar las tensiones efectivas
del suelo no saturado (Ap. 3.4).
En ese sentido, los autores comprobaron en laboratorio que, a partir de cierto
grado de saturación (el terreno se colocó en obra con SR≈85 %) y asignando χ =1, esta
expresión es válida, al encajar con la envolvente de rotura. A la luz de los datos
registrados, Tatsuoka y Yamauchi (1986) llevaron a cabo un análisis paramétrico del
factor de seguridad frente a la estabilidad global del terraplén de H=5 m, mediante el
método de Jewell et al (1984), basado en la teoría de equilibrio límite, expresándose el
factor de seguridad como cociente de fuerzas (disponibles / movilizadas). El factor de
seguridad resultante, en caso de que los geotextiles no hubieran sido capaces de
mantener el terreno con succión ( wu =0), fue FS=1,41, y en el caso real, en que de
modo promediado han logrado mantener en todo momento valores negativos (valor
medio: wa uu − =0,5 m.c.a.), fue de FS=5,0.
139
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 172
Figura 4.46. Registro de presión intersticial en tensiómetros del terraplén de H=5 m: (a)
completo; (b) detalle de varios días de lluvia (Tatsuoka y Yamauchi, 1986).
140
Page 173
Figura 4.47. Ángulo de fricción (pico y residual) del suelo y entre el suelo y el geotextil para
diferentes niveles de sobrecarga (Tatsuoka y Yamauchi, 1986).
Perrier et al (1986) recogen otro caso de muro reforzado con geosintéticos con
registro de presiones intersticiales. Se trata de un muro de unos 6,5 m de altura, en un
tramo reforzado con geotextiles tejidos y en otro, con no tejidos agujeteados
(reforzados con una geomalla). En cada tramo se colocaron varios piezómetros a
diferentes distancias del paramento y se tomaron lecturas durante un año (Figura 4.48).
Al emplearse un limo con una humedad de compactación 5 puntos por encima de la
óptima, como era de esperar, al final de la construcción en las zonas alejadas de los
geosintéticos (piezómetro 4) se generaron presiones intersticiales positivas, de hasta 6
m.c.a., con una capacidad de disipación muy limitada. En el tramo ejecutado con
geotextiles tejidos, los piezómetros situados junto al refuerzo (piezómetros 2 y 3)
aliviaron moderadamente la generación de presiones intersticiales (≈2 m.c.a.) y en el
tramo con geotextiles no tejidos agujeteados se evidenció la total ausencia de
presiones positivas. De hecho, en todo momento se registró una pequeña succión. En
una sección del tramo reforzado con geotextil tejido se detectó un deslizamiento local,
asociado a la pérdida de fuerza de anclaje por la generación de presiones intersticiales
(Delmas et al, 1988).
Ling et al (1993), Kamon et al (2001), Tan et al (2001) y Huang et al (2003)
también comprobaron la capacidad de disipación de sobrepresiones intersticiales de
los geotextiles agujeteados. En cualquier caso, como se verá en el apartado siguiente,
está poco documentada la interacción hidráulica entre estos geotextiles y el suelo en
141
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 174
condiciones no saturadas y, en particular, todo lo relativo al estudio del flujo
transitorio hasta alcanzar la succión de equilibrio impuesta por el ambiente.
Figura 4.48. Evolución de las presiones intersticiales inducidas por la compactación de un limo
muy húmedo, según el geosintético empleado para el refuerzo (Perrier et al, 1986).
En las referencias antedichas los registros de succiones deberían manifestar clara
tendencia a aumentar, debido a que en el balance hídrico predomina la
evapotranspiración. Sin embargo, parece que hay una ralentización, que con arreglo al
estado del conocimiento, muy posiblemente esté ligado al fenómeno de “rotura
capilar”.
4.5.6. El fenómeno de la rotura capilar
En virtud del gran contraste de permeabilidades en un sistema no saturado
formado por una capa arcillo-limosa y otra granular (o un geotextil agujeteado),
cuando aparece un frente de humectación desde la capa arcillo-limosa, su avance se ve
drásticamente ralentizado al alcanzar la interfaz. Sólo cuando la capa arcillosa está
cuasi-saturada (y con succiones prácticamente nulas), dicho frente de humectación es
capaz de atravesar la capa adyacente, más porosa. El sustento teórico de este
142
Page 175
fenómeno, conocido como “rotura capilar”, no ha estado suficientemente
documentado hasta las últimas décadas (Henry, 1995; Stormont, 1995, 1998;
Bonaparte y Yanful, 2001; Iryo y Rowe, 2005). Como se ve en la Figura 4.49, que
trata de explicar dicho fenómeno, la forma de la función de conductividad hidráulica,
( )Θk , de un material sigue un patrón muy ligado a su curva característica. De hecho, a
falta de experimentación, ( )Θk suele estimarse con la expresión de van Genuchten
(1980), referida en el Apartado 3.2.5. En consecuencia, con una mínima succión se
logra desaturar un geotextil, provocando una reducción drástica en su permeabilidad,
haciéndose muy inferior a la permeabilidad de la capa arcillo-limosa. De esta manera,
el progreso del frente de humectación prácticamente queda impedido en tanto que no
se sature el suelo arcilloso por donde avanza.
Figura 4.49. Interpretación del concepto de “rotura capilar” mediante la curva característica y la
función de conductividad hidráulica.
143
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 176
Los denominados sistemas de “barrera capilar”, generalmente orientados a capas
de sellado, se sustentan en este fenómeno (Stormont, 1995, 1998; Iryo y Rowe, 2004)
y reducen enormemente la percolación de las aguas de escorrentía. La reducción de la
ascensión capilar del nivel freático en estructuras de tierra atiende al mismo fenómeno
(McKean y Inouye, 2001; Iryo y Rowe, 2005). El diseño de sistemas de rotura capilar
también se ha utilizado para reducir la ascensión capilar en las capas granulares de
firmes de carretera en zonas frías, sujetas a ciclos de hielo-deshielo (Allen et al, 1983;
Henry, 1988, 1996; Konrad y Shen, 1996; Henry y Holtz, 1997).
Como se ve, este fenómeno igualmente se manifestará en suelos cohesivos
reforzados con geotextiles agujeteados cuando se les expone a infiltración por lluvia.
Existen algunas evidencias experimentales de dicho comportamiento (Ho, 2000;
Nishigaki et al, 1993 y PWRI et al, 1988, referidos por Iryo y Rowe, 2005; Park y
Fleming, 2006; García et al, 2007), incluyéndose en algunos de los estudios la
modelización del flujo transitorio en régimen no saturado (Huang et al, 2003; Iryo y
Rowe, 2003, 2004, 2005; Bathurst et al, 2007; Krisdani et al, 2008).
Así, García et al (2007) han construido en laboratorio terraplenes de arena a
escala, reforzados con dos capas de geotextiles con transmisividad, planteando
diferentes configuraciones. Se instrumentaron con piezómetros (medida de succión y
presiones positivas) y medidores de humedad, y se les sometió a dos ciclos de
humectación mediante un simulador de lluvia. Como se observa en la Figura 4.50-a,
los sensores se situaron en las caras superiores e inferiores de los geotextiles para
poder valorar el posible efecto de “rotura capilar”. A la vista de los registros (Fig.
4.50-b), se constató dicho efecto, de modo que el suelo bajo el geotextil se mantiene a
una succión claramente mayor a la del suelo situado en la cara superior, donde queda
retenida más agua. En base a sus resultados, estos autores concluyeron que un refuerzo
de tiras de geotextil aumenta aún más la estabilidad del terraplén que una capa
continua, ya que se favorece la conexión hidráulica en toda la masa del suelo.
144
Page 177
Figura 4.50. (a) Terraplén de arena a escala reforzado con geotextiles instrumentado y sometido
a ciclos de lluvia; (b) Efecto de la rotura capilar en el suelo bajo el geotextil en un
terraplén a escala en laboratorio (García et al, 2007).
145
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 178
En la Figura 4.51 se recogen, para dos niveles de lluvia acumulada, los
resultados de Iryo y Rowe (2005). Se trata de la modelización del régimen transitorio
correspondiente al frente de humectación en un muro reforzado con geotextiles
agujeteados, donde se trata de reproducir los resultados experimentales de PWRI et al
(1988). Las curvas características y las funciones de conductividad hidráulica del suelo
y del geotextil las obtuvieron con las expresiones de van Genuchten (1980). En dicha
figura se constata la acumulación de humedad (SR≈90 %) en las caras superiores de los
geotextiles y el retardo del frente de humectación en las capas inferiores. Para los
cálculos del factor de seguridad en diferentes momentos del avance de la humectación,
los autores adoptaron para el suelo el criterio de rotura de Vanapalli et al (1996),
expuesto en el Apartado 3.5. Además, se deduce del texto que se contemplaron sólo
curvas de rotura circulares, lo que permitió soslayar la dificultad de determinar el
ángulo de fricción en la interfaz, que disminuye a medida que se va saturando el suelo.
En ese sentido, a la vista de los elevados grados de saturación en la cara superior de
los geotextiles, parecería razonable haber tanteado roturas quebradas que pasaran por
la interfaz. Con los equipos mostrados en la presente investigación podría
determinarse dicho ángulo de fricción para diferentes valores de succión (o SR) e
incorporarse a un cálculo más completo.
Figura 4.51. Modelización numérica en régimen transitorio de datos experimentales del frente de
humectación en un muro reforzado con geotextiles agujeteados (Iryo y Rowe, 2005).
Estas experiencias en condiciones no saturadas, unidas a las evidencias de
drenaje en condiciones saturadas, inducen a pensar que a partir de una mínima succión
(delimitada entre el valor de entrada de aire y la succión residual del geotextil), y dado
que la permeabilidad del geotextil se reduce drásticamente, se ralentiza el proceso
hacia el equilibrio impuesto por el ambiente.
146
Page 179
En el Apartado 8.1 se propone un novedoso procedimiento para valorar en
laboratorio el fenómeno de rotura capilar.
4.5.7. Equipos de fricción con control de la succión
Aparte de los equipos desarrollados por Asanza y Sáez (2000, 2002), que forman
parte de este trabajo de investigación, sólo se tiene constancia del equipo desarrollado
por Hanson et al (2001), que permite realizar ensayos de fricción entre dos
geosintéticos con control de la succión matricial. Básicamente, se trata de tres piezas
que forman un cilindro y que se montan en una célula triaxial. Las piezas intermedia e
inferior se unen a 45º, según una sección elíptica y la pieza inferior, que es fija, tiene
un rebaje circular donde se coloca una piedra porosa de alta entrada de aire (Figura
4.52), responsable de controlar la succión. Las muestras de los geosintéticos se ajustan
a la pieza intermedia y a la inferior, respectivamente. Finalmente, el cilindro se sella
con una membrana a fin de aislar la presión de la cámara del triaxial de la succión
establecida en el disco. El ensayo consiste en generar el desplazamiento relativo entre
la pieza inferior y la intermedia mediante el pistón del triaxial. Pese a que los
resultados obtenidos son muy preliminares, sin que se pueda ensayar suelo, el equipo
supone un avance conceptual importante.
Finalmente, Fleming et al (2006) han diseñado un equipo de corte directo
adaptado para ensayos de fricción entre geomembranas y suelos, con la particularidad
de que mide la succión del suelo en la proximidad de la interfaz mediante un
transductor.
147
Capítulo 4. Interacción suelo-geosintético
Page 180
Figura 4.52. Equipo de fricción entre geosintéticos con control de la succión matricial (Hanson et
al, 2001).
148
Page 181
5. EQUIPOS DESARROLLADOS Y PROGRAMA EXPERIMENTAL
Con arreglo a los objetivos de la investigación, se han diseñado y puesto a punto
dos equipos singulares para medir la fricción entre un suelo y un geotextil, que se
describen en los epígrafes siguientes. Como se desprende de las referencias recogidas
en el Apartado 4.4.1, hay que reconocer que la propia configuración mecánica de cada
equipo de fricción puede condicionar los resultados.
5.1. El equipo de fricción con control de la succión total
5.1.1. Introducción
El equipo que se presenta es fruto de las mejoras introducidas a raíz de una serie
de ensayos de puesta a punto en un prototipo (Asanza y Sáez, 2000), las cuales se
exponen en el Apartado 7.1. El equipo de fricción con control de la succión total se
asemeja a un equipo de corte directo convencional, dado que consta de un marco
metálico apoyado sobre un carro, de un yugo con un pistón vertical y de un sistema de
empuje horizontal con su correspondiente pistón. De hecho, como se verá más
adelante, el carro podría sustituirse por otro si se desea que funcione como equipo de
corte. Todo este sistema mecánico se aloja dentro de una célula hermética, que ha de
quedar termodinámicamente aislada.
El equipo permite determinar el ángulo de fricción entre un suelo y un geotextil,
en condiciones prefijadas de succión total. La succión total se establece del mismo
modo que en los desecadores de vacío, recurriendo a la técnica del control de la
presión de vapor (Ap. 3.6.5).
En el Apéndice 6 se han recogido una colección de fotografías comentadas, que
ilustran los elementos del equipo y el proceso de montaje.
149
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 182
5.1.2. Descripción de los elementos
La Figura 5.1 muestra el alzado del equipo. La célula es una camisa cilíndrica de
metacrilato, de 150 mm de diámetro interior, 125 mm de altura y 10 mm de espesor,
que se monta sobre una base cuadrada metálica y se tapa con otra pieza similar a la
base. A continuación se describen los elementos de su interior.
El marco metálico tiene una sección interior de 60x60 mm y una altura de 25
mm. Así, se han asumido las tesis de Koerner (1998) y de la ASTM D 5321, que
aceptan el empleo de cajas de estas dimensiones para suelos cohesivos, aun cuando el
resto de normas recogidas en la Tabla 4.7 especifican cajas de 300 mm de lado.
Nótese, sin embargo, que las normas referidas en dicha tabla se redactaron pensando
fundamentalmente en ensayos con suelos granulares.
En cada uno de sus 4 lados se han practicado dos hileras de perforaciones, a
efectos de mantener en contacto la mayor superficie posible con el ambiente exterior,
lo que reduce el tiempo de equilibrio (Tang y Cui, 2005).
El carro es de acero macizo, con una cara superior lisa de 70x85 mm, donde se
apoya la muestra de geotextil. Además, para poder aprisionar los extremos del
geotextil al carro, dispone de dos pletinas rígidas de acero, a modo de mordazas, que
se fijan en los laterales del carro con dos tornillos cada una. Se ha comprobado que no
es indispensable la fijación lateral de las muestras de geotextil. El carro cuenta con 4
esferas de acero acopladas a su cara inferior, funcionando como rodamientos, que
deslizan sin fricción sobre unas guías metálicas en la base de la célula.
Asimismo, a la base de la célula se fija un pedestal rígido con una cabeza que
sirve de tope de reacción a los esfuerzos generados en el plano de contacto suelo-
geotextil, que tratan de movilizar al marco metálico. En el prototipo la célula de carga
se situaba en dicho pedestal. Sin embargo, a la luz de los ensayos de puesta a punto
(Ap. 7.1), en el equipo definitivo se decidió fijarlo fuera de la cámara.
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Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 184
Como puede verse en la Figura 5.1, en la parte más alta de la célula se sitúa un
depósito anular, concéntrico a la camisa cilíndrica, donde se vierte la solución que
regula la succión total de la atmósfera de la célula.
La tapa de la célula es metálica, con sección cuadrada de 158 mm de lado y 10
mm de espesor. La tapa presenta un orificio con una llave, que se emplea para hacer
parcialmente el vacío en la cámara. En su centro se halla otro orificio por donde se
desliza el pistón de carga vertical, de 10 mm de diámetro. Sobre el orificio se acopla
un collarín con una junta tórica perimetral, a fin de minimizar los rozamientos del
pistón, al tiempo que mantiene hermética la célula.
Este pistón pasa por el espacio interior que deja el depósito anular, hasta hacer
tope sobre una placa de reparto metálica, que apoya sobre una piedra porosa de 59x59
mm y 3 mm de espesor.
La camisa cilíndrica presenta un orificio para el pistón de empuje horizontal,
también de 10 mm de diámetro y con un collarín idéntico al de la tapa.
5.1.3. Elementos exteriores
Hacia los vértices de la base de la célula se encajan unos tornillos verticales, de
altura ligeramente superior a la altura de la camisa cilíndrica, que casan con otros
tantos orificios en los vértices de la tapa y permiten que se cierre herméticamente
mediante tuercas.
A su vez, la célula se encierra en una caja aislante, construida con planchas
rectangulares de poliestireno expandido (Porexpan), de 15 mm de espesor. El
prototipo carecía de este elemento, pero se han extremado las precauciones sobre las
posibles variaciones locales de la temperatura, que podrían generar condensaciones,
demoras en el equilibrio y errores importantes sobre la succión teórica, máxime si se
establecen succiones inferiores a 10 MPa (Tang y Cui, 2005; Agus y Schanz; 2005;
Hoffmann, 2005).
152
Page 185
La sobrecarga vertical se aplica al pistón mediante un yugo con colgadero de
pesas de carga directa. El peso propio del yugo (4,65 kg) ha de incluirse como parte de
la sobrecarga. El sistema de empuje horizontal es el de un equipo de corte
convencional; consiste en un motor eléctrico paso a paso, que desplaza a velocidad
constante un tornillo sinfín, situado en el eje del pistón horizontal. De esta manera,
queda impuesto el movimiento del carro en el interior, con un recorrido máximo de 15
mm. La velocidad de avance del tornillo sinfín puede regularse desde ≈0,003 mm/min
hasta 2,5 mm/min. La fuerza que desarrolla el motor, o lo que resulta equivalente: la
fuerza de fricción generada en el plano de contacto suelo-geotextil, se mide mediante
una célula de carga interpuesta entre el tornillo sinfín y el pistón de empuje.
El equipo lleva en su base un soporte con 4 tornillos que se ajustan a la bancada
del sistema de empuje.
Finalmente, se conecta a la válvula de la tapa una bomba de vacío con una
columna de mercurio en paralelo, a fin de controlar el grado de vacío en la célula
(véase la Figura 5.2).
Bomba de vacío
Columna de mercurio
Válvula de vacío
EQUIPO DE FRICCIÓN
Figura 5.2. Bomba de vacío con columna de mercurio conectada al equipo.
153
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 186
5.1.4. Elementos auxiliares
El equipo requiere diversos elementos para verter y compactar estáticamente el
suelo en el marco metálico. Cuando se compacta un suelo para realizar un ensayo de
fricción se emplea una placa rígida sobre la que se apoya el marco, un collar
suplementario y un pistón de compactación macizo (de sección 59x59 mm).
Asimismo, de acuerdo con la Figura 5.3, previamente se adosan unas tiras de papel de
filtro junto a las perforaciones del marco metálico. Se ha comprobado el efecto
favorecedor del papel de filtro, del revestimiento de Porexpan y del vacío parcial para
acelerar el proceso de equilibrio, de tal modo que finalmente se descartó la necesidad
del auxilio de un sistema de circulación forzada. De hecho, como se expuso en el
Apartado 3.6.5, este sistema podría generar condensaciones y dificultar el equilibrio,
máxime si, como se tiene previsto, se trabaja en el rango inferior de esta técnica (Tang
y Cui, 2005; Delage y Romero, 2008).
SUELO
CollarPistón de compactación
Papel de filtro
suplementario
perforadoMarco metálico
20 mm
Placa
DETALLE DEL PAPEL DE FILTROADOSADO A LAS PAREDES DEL MARCO
Figura 5.3. Elementos auxiliares de compactación para fricción con succión total.
Por otra parte, el carro puede sustituirse por otro similar, pero con un rebaje en
su cara superior de 60x60 mm y 10 mm de profundidad (también con paredes
perforadas), donde se encaja la mitad inferior de la muestra de suelo. Esta pieza
permite realizar ensayos de corte directo. En la Figura 5.4 se muestra esta adaptación
para el ensayo de corte directo: el suelo se compacta estáticamente con ayuda de una
prensa, situando el carro sobre una placa de acero con relieve en cruz.
154
Page 187
Patilla de fijación
Marco metálico
sobre las perforaciones
Carro de corte10 mm
10 mm
con rebaje de60x60x10 mm
Placa con apoyo en cruz
Pistón de compactación
Papel de filtro
Papel de filtro
Figura 5.4. Carro de corte, como elemento suplementario para ensayos de corte directo y
elementos auxiliares de compactación.
5.1.5. Dispositivos de medida
Finalmente, el equipo se completa con 4 dispositivos de medida: por un lado,
una columna de mercurio y una célula de carga, cuyas ubicaciones ya se han indicado;
y por otro, dos transductores de desplazamiento.
La fuerza del pistón horizontal en los ensayos de fricción se mide mediante una
célula de carga de 1 kN ó de 5 kN. Consiste en un tetón de aleación metálica que
recibe la fuerza. En su interior, y unidos al tetón, hay unos flejes con bandas
extensométricas, que al deformarse, modifican su resistencia, generando una señal
eléctrica proporcional. El fabricante de estas células de presión es HBM.
Los transductores de desplazamiento son de tipo LST (Linear Strain
Transducer). Básicamente, el fundamento de funcionamiento es similar al de una
célula de carga. Consiste en un vástago que penetra en una carcasa cilíndrica entre dos
flejes metálicos curvos simétricos; éstos llevan adosados sendas bandas
extensométricas, que se deforman a medida que el vástago desplaza los flejes. El
fabricante de estos transductores es DRUCK.
155
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 188
Uno de estos transductores (de 50 mm de recorrido) se coloca paralelo al tornillo
sinfín horizontal, haciendo tope en una lengüeta en el extremo del tornillo, y
registrando los desplazamientos de la caja inferior. El otro transductor, de 10 mm de
recorrido, se coloca verticalmente sobre el yugo para poder registrar asientos durante
la etapa de equilibrio y la dilatancia durante el propio ensayo de fricción.
En el Apéndice 3 se adjunta el tarado y la calibración de las células de carga y de
los transductores.
5.1.6. Sistema de adquisición de datos
Los transductores transforman las magnitudes físicas a medir en señales
eléctricas, que son captadas por un acondicionador de señal, que la amplifica y filtra.
En estas condiciones puede ser ya aceptada por un sistema de medida y control. Esta
señal la recibe un multiplexor, que a su vez, la envía a un convertidor
analógico/digital, y de ahí se transmite a un ordenador en tiempo real. Un programa de
captura de datos vuelve a interpretar la señal en unidades físicas y otro programa de
análisis permite la obtención de los registros.
5.1.7. Evolución del equipo desde el prototipo inicial
Tras el análisis de una primera fase de experimentación con el prototipo (Asanza
y Sáez, 2000; Apartado 7.1), el equipo se sometió a una serie de modificaciones para
mejorar el intercambio de humedad con la atmósfera y para depurar algunos aspectos
mecánicos. En la Figura 5.5 se representa el alzado del prototipo de fricción con
control de succión total. Las diferencias básicas respecto al equipo definitivo (Fig. 5.1)
son las siguientes:
• El desplazamiento máximo del carro era de 12 mm (20%, en términos de
deformación). Se amplió a 15 mm en el equipo definitivo, a la vista de que en
ocasiones ha de desarrollarse un gran desplazamiento relativo para alcanzar la
fricción máxima; con todo, no se logran alcanzar las tensiones residuales con
este desplazamiento;
156
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157
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 190
• El prototipo estaba dotado de una sola mordaza. Al añadir otra mordaza al
carro en el equipo nuevo se favorece una cierta uniformidad en el estirado de la
muestra del geotextil;
• Como se señaló, inicialmente, la célula de carga se ubicaba dentro de la
cámara. Con todo, para soslayar efectos espurios (tales como la coacción
horizontal del pistón vertical), en el equipo definitivo la célula de carga se
trasladó al exterior, sobre el eje del pistón horizontal. Asimismo, en el equipo
definitivo la altura del tope de reacción en el pedestal se bajó ligeramente,
aproximándose más a la cota del plano del geotextil, a efectos de minimizar los
cabeceos y momentos de segundo orden;
• En los ensayos con el prototipo la célula no se revestía de Porexpan;
• Aunque en los ensayos con el prototipo se empleó la bomba de vacío, no se
controló el valor alcanzado. Así, en los ensayos definitivos se incorporó la
columna de mercurio para fijar un vacío de 40 kPa;
• Las modificaciones anteriores fueron insuficientes para poder utilizar el equipo
para ensayos de corte directo.
5.2. El equipo de fricción con control de succión matricial
5.2.1. Introducción
Básicamente, consiste en un aparato híbrido entre una célula de presión y un
equipo de corte directo. Permite determinar el ángulo de fricción entre un suelo y un
geotextil en condiciones de succión matricial controlada. Finalmente, se optó por
controlar la succión matricial mediante la técnica de translación de ejes, recurriendo a
membranas de celulosa, que permiten abarcar prácticamente todo el rango de
succiones de interés geotécnico y presentan menos dificultades para eliminar burbujas
de nitrógeno acumuladas en la base (Ap. 3.6.3).
La ventaja de esta técnica frente a la técnica osmótica radica en que la
calibración de la succión es inmediata: basta tarar manómetros tipo Bourdon
(Apéndice 3), que son robustos y sencillos de conectar y con precisión suficiente
158
Page 191
(Miranda, 2001). La técnica osmótica, sin embargo, requiere el auxilio de dispositivos
de medida de la succión, tales como psicrómetros, tensiómetros de alta succión, etc,..
y, como se indicó en el Apartado 3.6.4, reviste dificultades añadidas.
El aparato tiene tres elementos primordiales: un marco metálico, donde se coloca
el suelo compactado; un carro circular deslizante, al cual se fija el geotextil; y por
último, los pistones de aplicación de las cargas, uno vertical y otro horizontal. Todos
ellos quedan insertados en una célula de acero hermética, cuyos espesores se han
calculado para que pueda resistir, con el debido margen de seguridad, las presiones de
nitrógeno utilizadas en los ensayos.
A su vez, la célula montada se acopla a una bancada con un motor de empuje,
similar a las empleadas en ensayos de corte convencionales. En el Apéndice 7 se
recoge una serie de fotografías con el despiece del equipo y las fases del montaje.
5.2.2. Descripción de los elementos
En las Figuras 5.6 y 5.7 se representan la planta y el alzado del equipo. El marco
metálico tiene una sección interior de 60x60 mm y una altura de 25 mm. Tiene una
patilla de acero soldada, con una longitud tal que, una vez centrado el marco sobre el
carro, ésta hace tope con la pared interna de la célula donde se aloja.
159
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 192
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161
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 194
El carro también es metálico, pero de planta circular, con un diámetro exterior de
150 mm y un espesor de 32,5 mm. En su cara inferior lleva acoplados 4 rodamientos,
similares a los del otro equipo, con una distancia entre ejes de de 84 mm.
La cara superior del carro tiene un rebaje circular concéntrico, de 115 mm de
diámetro y 10 mm de profundidad, donde se encaja una piedra porosa circular de las
mismas dimensiones. Asimismo, este rebaje dispone de acanaladuras circulares
concéntricas y radiales, que constituyen un lecho de agua libre que mantiene saturada
la piedra porosa. La piedra posee un valor de entrada de aire despreciable y basta con
sumergirla para saturarla. Merced a ello es fácil eliminar las burbujas de nitrógeno
procedentes de las pérdidas.
La red de acanaladuras está conectada con el exterior por dos orificios
diametralmente opuestos, a través de 2 tubos flexibles de PVC de 3 mm de diámetro.
La línea que une ambos orificios es ortogonal al movimiento que se impone al carro.
En la parte no rebajada de esta cara superior, con forma anular, se acopla una junta
tórica perimetral y 6 perforaciones verticales roscadas, exteriores a la junta (Apéndice
7).
Sobre el carro se ajustan sucesivamente una placa anular inferior (Fig. 5.8) y otra
superior (Fig. 5.9), ambas con un diámetro exterior idéntico al del carro. La placa
anular inferior sirve para fijar una membrana circular de celulosa sobre la cara
superior del carro, quedando en contacto directo con la piedra porosa saturada.
La placa anular inferior tiene 12 perforaciones uniformemente espaciadas: 6 de
ellas son pasantes y casan con las 6 perforaciones del carro, de modo que ésta se puede
atornillar al carro; las otras 6, alternadas con las anteriores, son roscadas. Con esta
disposición el perímetro de la membrana semi-permeable queda sellado, aprisionado
entre la junta tórica y la placa anular inferior, lográndose así la coexistencia de
nitrógeno presurizado y agua a presión atmosférica (Ap. 3.6.3).
162
Page 195
Tornillo
Piedra porosa
Carro
Membrana
Placa anular inferior
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Figura 5.8. Detalle de la disposición de la placa anular inferior.
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Placa anular inferior
Junta tórica
Geotextil
Piedra porosa
Carro
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semi-permeableMembrana
Placa anular superior Tornillo
Lengüeta
Figura 5.9. Detalle de la disposición de la placa anular superior.
La placa anular superior tiene otras 12 perforaciones con disposición similar: 6
de mayor diámetro, que encajan con holgura sobre la cabeza de los tornillos de la
placa anular inferior; y otras 6 de menor diámetro, que se hacen coincidir con las
roscadas de la placa inferior, a efectos de ensamblar con tornillos ambas placas. La
muestra del geotextil se aprisiona entre ambas placas. Además, la placa superior tiene
en su perímetro interior una lengüeta a 90º hacia abajo para dirigir al geotextil hacia la
membrana semi-permeable, garantizando el contacto de ambas superficies. Véase la
Figura 5.9.
163
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 196
La célula exterior que aloja a los elementos anteriores es un recipiente cilíndrico
de acero de 190,5 mm de diámetro interior y 88 mm de altura. En su base tiene dos
acanaladuras pulidas, que a modo de raíles, guían al carro en su desplazamiento. Puede
admitirse que el rozamiento entre los rodamientos y la base de apoyo es nulo. La
célula tiene en su pared vertical 4 orificios, cuyas funciones se describen a
continuación.
Dos de ellos, enfrentados diametralmente, con sendas llaves (de tipo “bola”) son
los que conectan los tubos flexibles de PVC con el ambiente exterior, a presión
atmosférica. Estos tubos constituyen un verdadero circuito de agua controlado desde el
exterior, que garantiza que la piedra porosa esté saturada permanentemente. La
circulación de agua por el circuito (necesaria para liberar las burbujas) se puede
realizar manualmente, a través de uno de los dos tubos conectados a las llaves de agua,
o mediante un sistema de presión o de circulación forzada con una bomba peristáltica.
Por otra parte, el tercer orificio, dispone de una junta perimetral en su interior,
donde ajusta sin rozamiento un pistón de empuje de acero. Éste tiene un diámetro de
10 mm y una longitud de 60 mm. El pistón transmite al carro el movimiento de
empuje horizontal, impuesto desde el exterior.
El cuarto, y último orificio de la célula, dispone de una llave de paso (de tipo
“bola”) que regula la entrada de nitrógeno con el que se presuriza la cámara.
La tapa de la célula tiene 8 perforaciones perimetrales para roscar los tornillos a
la célula y una junta perimetral interior a éstos, que permite un cierre hermético. El
centro de la tapa lleva ensamblada una pieza con un orificio para acoplar el pistón
vertical que transmite la sobrecarga a la muestra de suelo. Dicho orificio también
posee una pequeña junta tórica, que permite que el pistón se deslice prácticamente sin
rozamientos, manteniendo el hermetismo, sin posibilidad de fugas de nitrógeno
presurizado. El pistón vertical está mecanizado con una aleta perimetral cerca de su
extremo inferior, que hace de tope, a fin de evitar que accidentalmente éste salga
disparado cuando se presuriza la cámara. Además, la tapa posee un orificio excéntrico,
donde se enrosca un manómetro que controla la presión del nitrógeno en la cámara.
164
Page 197
5.2.3. Elementos mecánicos exteriores
La sobrecarga vertical se aplica mediante un yugo con un colgadero de pesas,
que carga directamente sobre el pistón vertical. El peso propio del yugo (8,3 kg) ha de
computarse como sobrecarga y, a partir de presiones de nitrógeno de 0,1 MPa en la
cámara, además, ha de tenerse en cuenta la fuerza ascendente ejercida sobre el pistón.
El pistón vertical se apoya sobre una placa de reparto cuadrada de 50 mm de
lado, y ésta, a su vez, sobre una placa porosa de bronce sinterizado de 59 mm de lado,
en contacto directo con la muestra de suelo. Véase la Figura 5.7.
La célula exterior lleva en su base un soporte con 4 tornillos que se ajustan a un
banco de empuje de un equipo de corte convencional. El sistema de empuje horizontal
consiste en un motor eléctrico paso a paso, similar al del equipo de fricción con
control de succión total. Las fuerzas generadas en el plano de contacto suelo-geotextil
se miden mediante una célula de carga interpuesta entre el tornillo sinfín y el pistón de
empuje. El recorrido del carro es de 12 mm. La velocidad de avance del tornillo sinfín
puede fijarse entre ≈0,01 mm/min y 1 mm/min.
Desde un punto de vista mecánico, el punto de aplicación de la fuerza horizontal
del pistón está a una altura ligeramente inferior al plano de contacto suelo-geotextil,
pero, dada la gran rigidez del carro, no se generan momentos de segundo orden
durante el empuje. Por el contrario, el punto de contacto de la patilla del marco
metálico con la pared interior de la célula se encuentra a la misma altura que el plano
de contacto suelo-geotextil, precisamente para minimizar dichos momentos.
5.2.4. Elementos auxiliares
Hay una serie de piezas auxiliares que se emplean para compactar las muestras
de suelo. Así, para poder verter el suelo, el marco metálico requiere una placa lisa en
el fondo, y un collar de idéntica sección para dotarlo de una altura suplementaria. La
compactación se realiza estáticamente con una prensa hidráulica. Véase la Figura 5.10
y el Apéndice 7.
165
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 198
SUELO
CollarPistón de compactación
Patilla
suplementario
metálicoMarco
20 mmPlaca
Figura 5.10. Detalle de los elementos auxiliares para compactar el suelo.
5.2.5. Dispositivos de medida
El equipo se completa con 4 dispositivos de medida: por un lado, un manómetro
“Bourdon” y una célula de carga de 1kN, cuyas ubicaciones ya se han indicado; y por
otro, dos transductores de desplazamiento.
Dependiendo de la succión (presión de nitrógeno) de trabajo, se conectan
manómetros con fondo de escala de 1,6, de 6 ó de 15 kp/cm2 (con desviaciones
menores al ±4 %).
Tanto los transductores como la célula de carga son similares a los empleados en
el equipo de fricción con control de la succión total. Igualmente, se dispone del mismo
sistema de adquisición de datos. En el Apéndice 3 se incluye el tarado de los
dispositivos.
5.3. Programa experimental
5.3.1. Medios disponibles
Todo el desarrollo de la fase experimental se ha llevado a cabo en el Laboratorio
de Geotecnia del CEDEX. Aparte de los equipos convencionales y los diseñados
específicamente, para la fase experimental se han empleado los siguientes:
• un juego de desecadores de vacío;
• 8 células de presión;
166
Page 199
• edómetros con control de la succión matricial (que ocasionalmente se
emplearon como células de presión).
Los equipos de laboratorio con control de la succión han de situarse en una
cámara de temperatura controlada, fundamentalmente los que emplean la técnica del
control de la presión de vapor. Para ello, el Laboratorio de Geotecnia del CEDEX
dispone de una sala de temperatura controlada que permite el control de desviaciones
superiores a ±0.25º C y que regula la humedad relativa del aire.
5.3.2. Fases de experimentación
Con arreglo a los objetivos establecidos en esta investigación (Cap. 2) y tras el
estudio del estado del conocimiento (Cap. 3 y 4), se programaron las siguientes fases
de experimentación:
• Primera fase: selección de un suelo cohesivo expansivo; establecimiento de
las condiciones de compactación y comprobación de una suficiente
expansividad para dichas condiciones; selección de geotextiles con
capacidad de drenar en su plano y con cierta resistencia a tracción;
• Segunda fase: caracterización básica del suelo: granulometría, succión
inicial, deformabilidad y resistencia al corte en condiciones saturadas;
• Tercera fase: caracterización de la inestabilidad volumétrica, incorporando
la succión como variable de control: ensayos de hinchamiento y de presión
de hinchamiento bajo succión; hinchamiento bajo diferentes tensiones
mecánicas;
• Cuarta fase: determinación de la curva característica del suelo y de los
geotextiles; determinación de la curva de retracción del suelo (sugerido por
Fredlund, 2002); valoración del efecto de la sobrecarga (sugerido por
Vanapalli et al, 1996); determinación de algunos puntos de ramas
secundarias;
• Quinta fase: ensayos de fricción suelo-geotextil en el equipo con control de
la succión total, imponiendo succiones desde 2 MPa hasta valores
condicionados a la curva característica resultante;
• Sexta fase: ensayos de fricción suelo-geotextil en el equipo con control de la
succión matricial, imponiendo succiones claramente inferiores al valor de
167
Capítulo 5. Equipos desarrollados y programa experimental
Page 200
entrada de aire (ensayo cuasi-saturado) y succiones hasta valores próximos
al límite inferior del otro equipo (≈2 MPa).
Con frecuencia, los programas experimentales, a la vista de los resultados
parciales alcanzados, son objeto de revisión o ampliación. En este caso, por ejemplo,
aunque no se había contemplado el estudio del fenómeno de la “rotura capilar”,
durante la fase de equilibrado del conjunto suelo-geotextil en el equipo con control de
la succión matricial se advirtió que la propia fase de equilibrado constituía un ensayo
donde interviene este fenómeno y que tiene grandes implicaciones en el
comportamiento hidráulico de los geotextiles con transmisividad. Por ello, tras una
revisión bibliográfica específica (Ap. 4.5.6), la investigación se amplió para tratar de
sancionar la validez de los resultados de una serie de ensayos singulares, que se
denominaron ensayos de “rotura capilar”.
168
Page 201
6. CARACTERIZACIÓN DE LOS MATERIALES EMPLEADOS
6.1. Caracterización básica del suelo
6.1.1. Criterios de selección
Para poner a prueba la bondad del control y la validez de los resultados de los
aparatos desarrollados en el mayor rango posible de succiones, se requería un suelo
con variaciones volumétricas y de humedad significativas en todo el rango de interés
geotécnico, al menos en un rango de succiones entre 0,05 MPa y 5 MPa. Asimismo,
cabe suponer que cuanto mayor fuera la variación de humedad, más acusada sería la
variación del ángulo de fricción.
Finalmente, se decidió el empleo de la arcilla conocida en Madrid como
“peñuela”, de color gris-verdoso, muy preconsolidada, expansiva en grados variables y
elevada succión inicial. De hecho, ya existían investigaciones con este suelo relativas
al comportamiento en condiciones no saturadas que evidencian rasgos del
comportamiento buscado (Pousada Presa, 1982; Jucá, 1990). Otro motivo de
conveniencia era que, como se describe en el Apartado 3.5, la resistencia al corte con
control de la succión de la “peñuela” ha sido estudiada con detalle (Escario, 1980;
Escario y Sáez, 1986; Escario y Jucá, 1989; Escario, 1989; Jucá, 1990). Todas las
investigaciones antedichas se desarrollaron en el Laboratorio de Geotecnia del
CEDEX.
6.1.2. Marco geológico del suelo empleado
La capital de Madrid se ubica en una cuenca continental endorreica formada por
la fosa tectónica del Tajo y colmatada por materiales terciarios, procedentes de la
erosión de la Sierra de Guadarrama, situada en su borde septentrional.
Dentro de los depósitos terciarios se distinguen tres facies, típicas de una
sedimentación en ambiente subdesértico: facies detrítica de borde de cuenca, facies
evaporítica de centro de cuenca, y una facies intermedia, con deposición mixta de
169
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 202
materiales detríticos imbricados con minerales de reciente formación (Riba, 1956 y
1957; Escario 1970 y 1985; Salinas, 1991).
En dirección perpendicular a la Sierra aparecen sucesivamente los depósitos
detríticos (conocidos geotécnicamente como “arenas de miga” cuando la fracción de
finos es inferior al 25%, y “toscos” cuando la fracción de finos supera el 60%), las
facies intermedias (las arcillas conocidas como “peñuelas”) y, finalmente, las facies
evaporíticas (yesos). Geográficamente, los niveles de “arenas de miga” y “toscos”
ocupan, a grandes rasgos, la zona norte y oeste del casco metropolitano. Las
“peñuelas” aparecen en la zona sur y este de la capital (tramo sur de la M-45, Méndez
Álvaro, Vicálvaro, Vallecas y Coslada), aproximadamente entre las cotas 560 y 610
(Figs. 6.1 y 6.2) y se distinguen por su característico color gris o gris-verdoso. Los
niveles yesíferos pueden encontrarse interestratificados con “peñuela”, apareciendo
yesos de forma masiva hacia el sur en cotas inferiores (desde Santa Eugenia hasta
Parla).
Figura 6.1. Situación estratigráfica de la “peñuela”. Perfil geotécnico NE-SE (Escario, 1985).
6.1.3. Caracterización geotécnica general de la “peñuela”
En la actualidad se cuenta con extensas investigaciones de caracterización
geotécnica de los suelos de Madrid, sustentadas fundamentalmente en experiencias de
la ampliación del Metro de Madrid (Escario, 1985 y 1991; Rodríguez Ortiz, 2000;
Oteo et al, 2003).
En concreto, el suelo empleado para esta investigación es una “peñuela” de color
gris procedente de Coslada, tomada prácticamente del mismo emplazamiento que las
170
Page 203
investigaciones previas desarrolladas en el Laboratorio de Geotecnia del CEDEX. En
la Figura 6.2 se señala el emplazamiento del origen de la muestra de suelo sobre un
extracto del mapa de la “Síntesis geotécnica de los suelos Madrid y su Alfoz” (Escario,
1985).
Según la síntesis geotécnica de Escario (1985), la “peñuela” presenta un límite
líquido entre 50 y 80%, superando en ocasiones el 100%, y un índice de plasticidad de
entre 18 y 45%, pasando prácticamente el 100% por el tamiz nº 200. Si no está
alterada, la resistencia a compresión simple de la “peñuela” la cifra en el entorno de 1
MPa. A partir de las experiencias de la reciente ampliación de Metro de Madrid, Oteo
et al (2003) han recopilado numerosos resultados de límites de Atterberg (Figura 6.3)
y características tenso-deformacionales y resistentes de la “peñuela” en condiciones in
situ (Tabla 6.1).
Figura 6.2. Extracto del mapa geotécnico de Madrid (Escario, 1985), con la ubicación de la zona
de recogida de la muestra.
171
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 204
Figura 6.3. Carta de plasticidad de Casagrande en la “peñuela” (Oteo et al, 2003).
Tabla 6.1. Características geotécnicas de la “peñuela” in situ (Oteo et al, 2003).
γd (t/m3) E (MPa) c´ (kPa) ϕ´ (º)
Peñuela masiva natural 2,0 200 50-60 28
Peñuela verde con yesos 2,1 250 50-80 30
Peñuela reblandecida 2,0 10 0-10 28
Habitualmente, la “peñuela” lleva asociados minerales esmectítiticos, que le
otorgan un carácter expansivo bastante variable. Escario (1985) cita presiones de
hinchamiento que en ocasiones superan los 0,4 MPa e hinchamientos libres superiores
al 7 %. Las facies de “peñuelas” pueden interestratificarse con sepiolita, mineral de
muy baja densidad y con elevados límites líquidos, pero no expansivo. Puede
atribuirse a este motivo la gran dispersión de los resultados de ensayos de
expansividad en los niveles de “peñuelas” recopiladas por Escario (1985). En
numerosos afloramientos de ”peñuela” se han detectado fracturas con estrías (lisos o
sliken side).
Desde un punto de vista mineralógico, según los estudios de García Romero
(1985) y de Santiago (2000), que las designan como “unidad arcillas verdes”,
172
Page 205
presentan principalmente minerales de esmectitas magnésicas de composición
saponítica en cantidades variables (50 a 90%) junto con illita, y en menor grado,
caolinita.
Pousada Presa (1982) que experimentó con una “peñuela” de LL=71 e IP=35%,
en base a diversas técnicas de identificación mineralógica, detectó mica como mineral
preponderante y, en menor medida, caolinita, y en proporciones aún menores,
esmectitas y palygorskita. Ese mismo autor estudió la expansividad y la succión de
este suelo remoldeado con varias humedades y sometiéndolo a diferentes ciclos de
humedad-sequedad. En la Tabla 6.2 se sintetizan los parámetros índice y de
expansividad de las muestras antes de someterlas a ciclos humedad-sequedad.
Tabla 6.2. Parámetros índice y caracterización de la expansividad de la “peñuela” remoldeada
empleada por Pousada Presa (1982).
Expansividad (γd=1,33 g/cm3)
SG LL IP
Lím
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orm
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Hum
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(%)
Succ
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(MPa
) HL (%)
PH (MPa)
24 1,70 13 0,25
28 0,50 11 0,19
32 0,25 8 0,14 2,72 71 35 22
# nº 200: 99%
#2μ: 40%
γd=1,33
wop=33,7
36 0,10 4 0,08
En el Apartado 3.5 se citaron las propiedades básicas y resultados de resistencia
de las “peñuelas” ensayadas por Escario y sus colaboradores en el Laboratorio de
Geotecnia del CEDEX.
6.1.4. Preparación y caracterización básica del suelo empleado
El material se cuarteó en laboratorio, se oreó durante 24 horas y se desmenuzó
en molino. Finalmente, se tomó la fracción pasante del tamiz ASTM nº 40 (≅0,42
173
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 206
mm), a efectos de retirar posibles granos arenosos que pudieran haber contaminado el
suelo durante su acopio. Los resultados de la caracterización básica del suelo tras estas
labores se muestran en la Tabla 6.3.
Tabla 6.3. Resultados de los ensayos de caracterización básica de la “peñuela” natural.
Resultados Observaciones
(γd)PN=1,48 g/cm3 Ensayo de compactación wop=27,8 %
En molde tripartido de 1,5’’
Peso específico de las partículas 2,72 g/cm3 UNE 103302:1994
# nº 40≅ 100 %
# nº 80≅ 98 %
# nº 200≅ 95 %
Granulometría;
% que pasa
<2μm≅ 55 %
UNE 103101:1995
UNE 103102:1995
Presión de hinchamiento 0,17 MPa
Para las condiciones PN
UNE 103602:1996
Hinchamiento libre 2,5 % UNE 103601:1996; muy bajo
Límites de Atterberg LL=68 %
IP=38 % UNE 103103:1994
UNE 103104:1993
Succión inicial 0,15 Muy baja
Como los resultados de la caracterización básica dieron una expansividad algo
inferior a la deseada para la puesta a punto de los equipos de fricción, en particular el
hinchamiento libre y la succión inicial, se decidió añadir cierta cantidad de
motmorillonita sódica.
La montmorillonita sódica añadida procede de la explotación de las minas de
Gador (Almería) y se encuentra en un estado muy puro. La estructura mineralógica de
este filosilicato el del tipo tricapa (TOT) y pertenece al grupo de las esmectitas. Éstas
presentan defectos dentro de la estructura de la red cristalina (sustituciones
isomórficas), lo cual da lugar a una carga neta eléctrica negativa, que, junto con los
cationes interlaminares, son los responsables de la expansividad. A modo orientativo,
la montmorillonita sódica, con mayor actividad que la cálcica ó la magnésica, puede
174
Page 207
superar holgadamente una presión de hinchamiento de Ph=2 MPa y presenta límites de
Atterberg en el rango de LL≈320 y IP≈70-90% (Van Olphen, 1977; Mitchell y Soga,
2005).
Para fijar unas condiciones iniciales del suelo que se aproximaran a los criterios
fijados, se llevó a cabo una serie de ensayos preliminares con mezclas de 0, de 7 y de
15% de esta montmorillonita, tanteando varias densidades y humedades. En la Tabla
6.4 se muestran las condiciones iniciales de las muestras y los resultados de
expansividad estos ensayos preliminares. Se advierte que la adición de
montmorillonita afectó en mayor medida a la succión inicial y al hinchamiento libre.
Tabla 6.4. Ensayos preliminares de expansividad para fijar las condiciones iniciales del suelo.
Den
sida
d se
ca,
γ d (g
/cm
3 )
Hum
edad
, w
(%)
Adi
ción
de
M
ontm
orill
onita
-Na
(%)
Hin
cham
ient
o lib
re,
HL (
%)
Pres
ión
de h
inch
amie
nto,
P H
(MPa
)
Succ
ión
inic
ial,
(MPa
)
Condiciones iniciales Resultados de expansividad
1,48 28 0 2,5 0,17 0,15
1,48 22 0 5,6 0,24 0,45
1,48 28 15 22 0,45 2,2
1,48 22 15 21 0,53 2,6
1,45 28 7 14 0,25 1,6
1,45 26 7 18 0,28 1,8
1,45 24 7 14 0,31 1,9
A la luz de estos resultados, se decidió añadir un 7% de montmorillonita y
preparar la mezcla a sus condiciones PN, con una densidad seca de γd=1,45 g/cm3 y
wop= 24%. En la Tabla 6.5 se muestran las características básicas del suelo definitivo.
175
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 208
Durante toda la fase experimental el suelo definitivo se almacenó en un mismo
acopio, dentro de dos bolsas de plástico, para reducir las variaciones de su humedad
higroscópica. No obstante, ésta se medía cada varias semanas. Las balanzas empleadas
para pesar el suelo son de al menos 0,01g de precisión. El agua se añadió con buretas
graduadas.
Tabla 6.5. Caracterización básica del suelo definitivo, con un 7% de montmorillonita.
Resultados Observaciones
(γd)PN =1,45 g/cm3 Ensayo de compact. PN wop= 24%
e=0,875; SR=74,6 %
En molde tripartido de 1,5’’
Peso específico de las partículas 2,72 g/cm3 UNE 103302:1994
# nº 40 ≅ 100 %
# nº 80 ≈ 98 %
# nº 200 ≈ 95 % Granulometría
% que pasa
< 2μm ≈ 59 %
Calculada a partir de la curva granulométrica del suelo natural
Presión de Hinchamiento 0,31 MPa
Para las condiciones PN
UNE 103602:1996
Hinchamiento libre 14,2 % UNE 103601:1996
Límites de Atterberg
LL = 74%
IP = 37% UNE 103103:1994
UNE 103104:1993
En todos los ensayos que se presentan, una vez amasadas las muestras antes de
compactarlas, se convino en mantenerlas durante 24 horas en bolsas herméticas dentro
de la cámara húmeda, a efectos de homogeneizar el apelmazamiento que, a modo de
“grumos”, se forma en la humectación inicial, y así evitar los fenómenos descritos por
Delage et al (1996), recogidos en el Apartado 3.2.3.
6.1.5. Ensayo de compactación
Pese a que existe una normativa para la determinación de las condiciones
óptimas de compactación PN (UNE 103500:1994), en los trabajos de investigación se
prefiere realizar este ensayo en probetas menores, en general en un molde tripartido de
176
Page 209
1,5” de diámetro y 3” de altura (también usado para ensayos triaxiales de suelos
remoldeados), aplicando una energía dinámica equivalente, en cinco capas (mediante
la maza propuesta por el Army Corps of Engineers). Este ensayo, que es el que se
siguió, no está sujeto a norma y se conoce en el argot geotécnico como “Mini-Proctor
Normal”.
Aunque en los suelos muy arcillosos se recomienda emplear una compactación
por amasado (kneading), tales como la maza Harvard, se descartó este procedimiento,
por la influencia del operario, que deriva de la dificultad de controlar el momento en
que se llega al tope del muelle. En la Figura 6.4 se presentan los resultados de este
ensayo con el suelo definitivo. No obstante, el resto de las muestras de los ensayos
específicos que se presentan a continuación se prepararon mediante compactación
estática en prensa.
SR=85%SR=80%SR=75%
SR=70%
SR=65%
SR=60%
γd=1,45 g/cm3
wop=24%
1,36
1,38
1,40
1,42
1,44
1,46
1,48
19 20 21 22 23 24 25 26 27
Humedad (%)
Den
sida
d se
ca, γ
d (g/
cm3 )
Figura 6.4. Ensayo Proctor Normal en el suelo definitivo, en molde tripartido de φ=1,5”.
177
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 210
6.1.6. Caracterización de la expansividad en edómetro convencional
En las siguientes series de ensayos se emplearon muestras remoldeadas en las
condiciones iniciales, compactadas estáticamente con prensa, en anillos edométricos
convencionales de 70 mm de diámetro y de 20 mm de espesor.
Ensayo de hinchamiento libre
El hinchamiento libre (UNE 103601:1996) fue de HL=14,2 %, que corresponde a
un índice de huecos final de e=1,14. Como es de esperar en un suelo plástico
expansivo, el hinchamiento hasta su estabilización se prolongó hasta 6 días (Fig. 6.5).
Hinch. Libre=14,2 %eHL=1,14
6 dí
as3
días
1 dí
a
7 ho
ras
3 ho
ras
1 ho
ra
0,875
0,900
0,925
0,950
0,975
1,000
1,025
1,050
1,075
1,100
1,125
1,150
Tiempo
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
Figura 6.5. Evolución del hinchamiento libre en el suelo definitivo.
Se ha constatado en ensayos complementarios que el hinchamiento libre en
células edométricas sin yugo, en las que la muestra tan sólo está sometida al peso de la
tapa de la célula, el hinchamiento supera el 25 %.
178
Page 211
Ensayos de hinchamiento con sobrecarga limitada y posterior ensayo edómétrico
Los ensayos de hinchamiento bajo presión vertical son una generalización del
ensayo de presión de hinchamiento (UNE 103602:1996) y no está sujeto a norma. Así,
estos ensayos consistieron en inundar la célula edométrica e ir contrarrestando los
incipientes hinchamientos con sobrecargas verticales hasta alcanzar una sobrecarga
límite prefijada. Esto ha de realizarse de modo gradual, a efectos de no producir
asientos irreversibles en la muestra. Tanto mayor será el hinchamiento residual, cuanto
menor sea la sobrecarga límite. Estos ensayos se llevaron a cabo con sobrecargas
límite de 0,01 (hinchamiento libre); 0,025; 0,04; 0,8; 0,15 y 0,31 MPa (presión de
hinchamiento). Una vez alcanzado el hinchamiento de equilibrio, se procedió a
completar el ensayo como si fuera un ensayo edométrico ordinario.
En la Figura 6.6 se muestran las curvas edométricas resultantes y en la Tabla 6.6
se han reunido los resultados fundamentales de estos ensayos, incluyéndose el índice
de compresión (cc) y el índice de entumecimiento (cs). Destaca la poca influencia de
las trayectorias de hinchamiento en los índices de compresión y de entumecimiento.
6.1.7. Ensayos de resistencia en condiciones saturadas
Los trabajos de caracterización del suelo definitivo han incluido un ensayo de
corte directo consolidado drenado (C. D.), un ensayo triaxial consolidado drenado (C.
D.) y un ensayo triaxial consolidado no drenado (C. U.). Debido a su naturaleza tan
expansiva, su ejecución no puede acogerse a los procedimientos convencionales de la
normativa (UNE 103401:1998 del corte directo y UNE 103402:1998 del ensayo
triaxial). En cada uno de estos ensayos se consignaron 6 presiones de consolidación:
0,02; 0,04 y 0,06 MPa, inferiores a la presión de hinchamiento; y 0,3; 0,5 y 0,7 MPa,
prácticamente superiores.
179
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 212
0,025 0,04 0,15 0,30,70
0,75
0,80
0,85
0,90
0,95
1,00
1,05
1,10
1,15
0,01 0,1 1
Sobrecarga, σv (MPa)
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
H=9
,2 %
( σv=
0,02
5 M
Pa)
H=2,6 %(σv=0,15 MPa)
H=5
,8 %
( σv=
0,08
MP
a)
H=7
,9 %
( σv=
0,04
MP
a)Hlib
re=1
4,2
%
Figura 6.6. Ensayos de hinchamiento con sobrecarga limitada y posterior ensayo edométrico.
180
Page 213
Tabla 6.6. Resultados numéricos de los ensayos edométricos.
Sobrecarga
(MPa)
Condiciones
iniciales
HLibre
(%) cc cs emin
wfinal
(%)
0,01 (HL) γd=1,44 g/cm3
wi=23,8 % 14,2 0,37 0,075 0,74 32,2
0,025 γd=1,44 g/cm3
wi=24,1 % 9,1 0,34 0,070 0,72 33,6
0,04 γd=1,44 g/cm3
wi=24,3 % 7,9 0,34 0,070 0,74 32,3
0,08 γd=1,44 g/cm3
wi=23,5 % 5,3 0,31 0,070 0,77 32,8
0,15 γd=1,45 g/cm3
wi=23,4 % 2,6 0,32 0,074 0,74 31,9
0,31 (PH) γd=1,44 g/cm3
wi=23,8 % 0 0,29 0,065 0,75 31,9
Ensayo de corte directo consolidado drenado
Las muestras de suelo se compactaron estáticamente en una caja de corte de
60x60 mm a las condiciones PN. Seguidamente, se colocó una sobrecarga de contacto
de 0,01 MPa e inmediatamente se saturó. La tendencia del suelo a hinchar se
contrarrestó con sobrecargas, procurando que el volumen de la muestra permaneciera
constante. Cuando se trataba de ensayos con presiones verticales de consolidación
inferiores a la presión de hinchamiento, se esperaba a que la muestra alcanzara el
hinchamiento remanente; por el contrario, con presiones superiores, una vez alcanzada
la presión de hinchamiento (PH), el resto de sobrecarga se aplicaba en una sola etapa.
En general, las muestras tardaron entre 3 y 4 días en alcanzar el equilibrio.
En la Figura 6.7 se comparan las presiones de hinchamiento y los hinchamientos
con sobrecarga limitada obtenidos en edómetro con los obtenidos en la caja de corte en
la etapa de equilibrio. En las tres muestras con sobrecargas elevadas se alcanzó una
181
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 214
presión de hinchamiento de PH≈0,22 MPa, inferior a la presión de hinchamiento
normalizada en célula edométrica, lo cual es lógico, al producirse mayor coacción
lateral en un marco cuadrado que en uno circular. Lo mismo ocurre con los
hinchamientos experimentados con las sobrecargas inferiores al compararlas con los
medidos en edómetro.
0,4 0,04
Presión de Hinch.PH=0,31 MPa
Hinchamiento LibreHL=14,2 % y 13,3 %
PH=0,22 MPa
0,06 MPa
0,04 MPa
0,02 MPa
0,875
0,900
0,925
0,950
0,975
1,000
1,025
1,050
1,075
1,100
1,125
1,150
0,010,11
Sobrecarga vertical σv-ua (MPa)
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
Hinchamiento edómetro convencionalHinchamiento en caja de corte
Figura 6.7. Comparación del hinchamiento bajo sobrecarga en edómetro y en caja de corte.
Para establecer la velocidad de rotura del ensayo se recurrió al método de
Casagrande, estimándose una velocidad de rotura de 0,004 mm/min. Igualmente, se
realizó la corrección por reducción de la sección real de corte.
182
Page 215
En la Figura 6.8 puede apreciarse la forma tan diferente de las curvas de rotura,
según la sobrecarga sea mayor o menor a la presión de hinchamiento. Lo más
destacable es que, para las sobrecargas mayores, la tensión tangencial máxima tiene
lugar con deformaciones entre el 8 y el 12 % (4 a 6 mm), con un pico tanto más
acusado cuanto mayor es la sobrecarga, en tanto que para sobrecargas inferiores, se
alcanza hacia el 0,7% (≈0,2 mm), permaneciendo prácticamente constante con
mayores desplazamientos.
Figura 6.8. Ensayo de corte directo C. D. Curvas de rotura.
En la Tabla 6.7 se recogen el índice de huecos en la etapa de consolidación
(econs), las tensiones verticales corregidas ( *Nσ ), la resistencia al corte (τ ) y las
deformaciones de rotura pico ( rotε ). La envolvente de rotura pico se muestra en la
Figura 6.9, resultando un ángulo de rozamiento interno de φ’=20º y c’≈18 kPa.
183
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 216
Tabla 6.7. Resumen de resultados del ensayo de corte directo C. D.
Sobrecarga vertical, σ′v (MPa)
0,02 0,04 0,06 0,3 0,5 0,7
econs 1,03 0,97 0,93 0,86 0,81 0,77
*Nσ (MPa) 0,020 0,040 0,068 0,341 0,550 0,761
τ (MPa) 0,021 0,031 0,040 0,151 0,227 0,283
εrot (%) 0,6 0,8 12,0 12,0 9,5 8,0
* La tensión vertical se ha de corregir, debido a la reducción de la sección durante el
desplazamiento. La sección corregida viene dada por: Scorr=S0·(1-εrot).
Corte Directo C. D.
c'=18 kPa
φ' =20º
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8
Tensión vertical, σv' (MPa)
Ten
sión
tage
ncia
l, τ
(MPa
)
Figura 6.9. Envolvente de rotura pico del ensayo de corte directo C. D.
Ensayo triaxial consolidado y drenado (C. D.)
Las muestras se prepararon con el mismo procedimiento que en el ensayo del
“mini-Proctor Normal”, con el molde tripartido de 1,5”. Antes de romper las muestras
se aplicaron presiones isótropas efectivas de σ'3=0,01 MPa en saturación y de σ3' entre
0,02 y 0,7 MPa en consolidación.
El sistema de contrapresión dispone de un medidor de paso de volumen de agua,
que permite valorar la cantidad entrante en la muestra en la etapa de saturación, y por
184
Page 217
ende, el “hinchamiento libre isótropo” (εv) debido a la expansión de este material, una
vez descontada el agua requerida estrictamente para saturar.
Una vez consolidadas isótropamente las muestras (a σ′3=0,02, 0,04, 0,06 MPa,
0,3, 0,5 y 0,7 MPa), la rotura de las probetas se llevó a cabo a una velocidad de
v=0,0065%/min (0,005mm/min). Se registró tanto el volumen de agua expulsada por
aumento de la presión de cámara durante la consolidación, como su variación durante
rotura. Así, puede hallarse el índice de huecos de las muestras en cada una de estas
etapas a partir de la humedad final y densidad seca medidas al final del ensayo. En la
Tabla 6.8 se adjuntan los índices de huecos en las tres etapas de este ensayo.
Tabla 6.8. Evolución del índice de huecos en el ensayo triaxial C. D.
Presión de consolidación, σ'3 (MPa)
0,02 0,04 0,06 0,3 0,5 0,7
Probeta 1 2 3 4 5 6
esat 1,23 1,26 1,24 1,22 1,25 1,28
econs 1,21 1,19 1,12 1,04 1,01 0,82
erot (20%) 1,23 1,16 1,07 0,97 0,93 0,76
En la Figura 6.10 se muestran las curvas de rotura y de cambio de volumen de
este ensayo. En ninguna de las probetas se manifiestan roturas pico. Posiblemente, la
fábrica inicial del suelo amasado y compactado en prensa se destruyó en alguna
medida durante la fase de saturación, dando lugar a una estructura más próxima a la de
un “slurry”. A tenor de la reducción del índice de huecos durante rotura, se advierte el
comportamiento contractante (a excepción de la de menor confinamiento). Por ello, se
ha supuesto que la rotura se alcanza al 20% de deformación. Los resultados numéricos
de este triaxial en fase de rotura se sintetizan en la Tabla 6.9.
185
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 218
Figura 6.10. Curvas de rotura del ensayo triaxial C. D.
Ensayo triaxial consolidado no drenado (C. U.)
La preparación, las etapas de saturación y de consolidación se efectuaron de
manera idéntica al ensayo C. D. También se hizo un seguimiento del índice de huecos
con el medidor del cambio de volumen. En la Tabla 6.10 se muestra la evolución del
índice de huecos en dichas etapas.
186
Page 219
Tabla 6.9. Resultados del ensayo triaxial C. D. en fase de rotura.
Presión de consolidación, σ'3 (MPa)
0,02 0,04 0,06 0,3 0,5 0,7
Probeta 1 2 3 4 5 6
Desviador (MPa)
(σ'1-σ'3) 0,059 0,100 0,119 0,420 0,542 0,707
εrot (%) 20 20 20 20 20 20
ΔV*rotura (cm3) -0,72 1,95 3,45 3,45 3,74 3,07
wfinal (%) 45,2 42,8 39,5 38,6 34,2 27,9
* El signo negativo indica que el suelo toma agua
Tabla 6.10. Evolución del índice de huecos en el triaxial C. U.
Presión de consolidación, σ'3 (MPa)
0,02 0,04 0,06 0,3 0,5 0,7
Probeta 1 2 3 4 5 6
esat 1,41 1,28 1,23 1,34 1,43 1,26
econs=erot 1,27 1,15 1,10 0,96 0,92 0,84
En la Figura 6.11 se representan las curvas de rotura y las de evolución de la
presión intersticial del ensayo triaxial C. U. De nuevo, las curvas de presión intersticial
denotan un comportamiento marcadamente contractante y las curvas de rotura no
presentan un valor pico. En la Tabla 6.11 se sintetizan los resultados más relevantes en
la etapa de rotura, donde igualmente se supone que ocurre con la deformación del 20
%. Finalmente, en la Figura 6.12 se representan conjuntamente los círculos de Mohr
de los ensayos triaxiales C. D. y C. U. Se observa una envolvente que se va tendiendo
a medida que aumenta la presión de consolidación, resultando un ángulo de
rozamiento medio de φ‘=20º y una cohesión de c’=20 kPa.
187
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 220
Figura 6.11. Curvas de rotura y de evolución de presión intersticial del ensayo triaxial C. U.
188
Page 221
Tabla 6.11. Resultados del ensayo triaxial C. U. en la etapa de rotura.
Presión de consolidación, σ'3 (MPa)
0,02 0,04 0,06 0,3 0,5 0,7
Probeta 1 2 3 4 5 6
Desviador (MPa)
(σ'1-σ'3) 0,047 0,075 0,076 0,274 0,333 0,474
εrot (%) 20 20 20 20 20 20
Δu rotura (MPa) -0,004 0,090 0,023 0,163 0,830 0,349
wfinal (%) 46,6 42,2 40,6 35,3 33,7 30,9
efinal 1,41 1,28 1,18 0,89 0,89 0,67
c'=20 kPa
φ'medio=20º
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4
Tensión efectiva de cámara, σ3' (MPa)
Ten
sión
tage
ncia
l, τ
(MPa
)
Triaxiales CDTriaxiales CU
Figura 6.12. Círculos de Mohr y envolvente de los ensayos triaxiales C. D. y C. U.
6.2. Caracterización del suelo en el marco de la Teoría del Estado Crítico
Los resultados de los dos ensayos triaxiales y de la serie de ensayos edométricos
anteriores se someterán a una somera interpretación en el marco de la Teoría del
Estado Crítico (Ap. 3.4).
189
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 222
De acuerdo con las Figuras 6.10 y 6.11, las curvas de rotura del suelo saturado
obedecen a un comportamiento aproximadamente elasto-plástico, sin manifestación de
resistencia pico. En primera aproximación, puede aceptarse que las 12 probetas que
constituyen los 2 ensayos triaxiales alcanzan el estado crítico al llegar al 20 % de
deformación (a esa deformación, los ensayos C. D. apenas registran cambio de
volumen y los C. U. no experimentan variación de presión intersticial). Quizá, lo
anterior sea cuestionable en las más consolidadas del triaxial C. D., que como se verá,
son los que peor se ajustan al modelo. De hecho, son más recomendables los triaxiales
C. U. para un análisis en el marco de la Teoría del Estado Crítico.
En la Figura 6.13 se representan en un plano [ln p’, ν] los resultados de
saturación (que va acompañada de un elevado hinchamiento isótropo), de
consolidación y de rotura. Los puntos que representan la rotura se alinean
aproximadamente según una recta, la denominada Línea del Estado Crítico (LEC).
Además, a tenor de los fundamentos de la Teoría del Estado Crítico, dicha figura
induce a pensar que las probetas consolidadas a las mayores presiones (que
tentativamente habrán superado la presión de preconsolidación), están situadas sobre
una línea recta superior y paralela a la LEC: la Línea de Consolidación Normal (LCN).
Se ha estimado para ambas líneas una pendiente λ ≈0,16. Por otro lado, las probetas
consolidadas a las menores presiones efectivas se sitúan sobre una línea más tendida,
asimilable a una rama de recarga desde el estado de saturación.
Con los ensayos edométricos pueden estimarse algunos parámetros de la Teoría
del Estado Crítico (Wood, 1990). Así, la pendiente (λ ) de la LCN podría determinarse
transformando a logaritmos neperianos la pendiente de la rama noval de consolidación
edométrica (cc) del edómetro sometido a una fase inicial de hinchamiento libre (ver
Tabla 6.6).
16,03,2
37,010
≅==Ln
ccλ
que viene a coincidir con la estimación de los 2 ensayos triaxiales.
190
Page 223
LCN
Vol
umen
esp
ecífi
co, v
2,3
2,2
2,1
2
1,9
1,8
1,7
2,4
LEC
¿?¿?
Ν
Γ
ln 0,5ln 0,3ln 0,06ln 0,04ln 0,02ln 0,01 ln 0,7 ln 1 MPa0,65
0,75
0,85
0,95
1,05
1,15
1,25
1,35
1,45
Log neperiano de cons. isótropa de cámara (Ln p'), MPa
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
LEC-Triaxial CU
LEC-Triaxial CD
LCN-Triaxial CD
LCN-Triaxial CU
Saturación CU
Saturación CD
1
λ=0,16
Figura 6.13. Resultados de saturación, consolidación isótropa y rotura en un plano (ln p’, v).
Por otra parte, en la Figura 6.14 se representan en un plano [p’, q] las
trayectorias de tensiones de las 12 probetas de los dos triaxiales. Atendiendo a la
Teoría del Estado Crítico, cuando se alcanza la rotura, los puntos que representan
dicho estado forman una recta que pasa por el origen, la Línea del Estado Crítico
(LEC). Su pendiente es el parámetro M y en este caso se estima M≈0,95. Se reitera
que se ha cuestionado si los puntos señalados en la figura con “¿?”, pertenecientes al
triaxial C. D., alcanzaron el Estado Crítico.
Como se sabe, puede establecerse una correspondencia entre el ángulo de
rozamiento interno y el parámetro M . Así, resulta:
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
+⋅
=MMsenarccs 6
3'φ ≈ 22º,
que es congruente con los resultados expuestos con anterioridad, al no tener
cabida la cohesión en esta Teoría.
191
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 224
M=0,95 ¿?
¿?
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0,7
0,8
0,9
1,0
0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0
Tensión efectiva media, p' (MPa)
Ten
sión
des
viad
ora,
q (
MPa
)
Triaxial CDTriaxial CU
Figura 6.14. Trayectorias de tensiones en un plano [ p’ ; q ] y LEC resultante.
Por último, como se ve en la Tabla 6.12, los parámetros obtenidos son
comparables y consistentes con la arcilla de Londres (recopilados por Schofield y
Wroth,1968), aunque el presente suelo es mucho más expansivo.
Tabla 6.12. Comparación de los parámetros de la Teoría del Estado Crítico obtenidos con este
suelo y con la arcilla de Londres (recopilados por Schofield y Wroth, 1968).
LL LP λ κ ν * M cs'φ
Arcilla de Londres 78 26 0,161 0,062 1,70 0,89 22,5º
Suelo empleado 74 37 0,16 - 1,83 0,95 22º
*Para 0,7 MPa (≈ 100 psi)
192
Page 225
6.3. Caracterización del suelo en condiciones no saturadas
6.3.1. Determinación de la succión inicial
Consiste en obtener la succión de equilibrio del agua de la muestra remoldeada
en sus condiciones iniciales. Para determinar el valor de la succión inicial basta con
tomar varias muestras (de peso conocido) en condiciones idénticas y montar cada una
de ellas en un equipo con control de la succión, en un rango tentativo de succiones. En
este caso, las muestras ensayadas fueron cuadrantes de pastillas edométricas (de 70
mm de diámetro y 20 mm de espesor) compactadas estáticamente en prensa a las
condiciones PN.
Al cabo de cierto tiempo, se desmontan los equipos y se pesan las muestras. En
el caso más afortunado en cuanto al tanteo de succiones, las 2 muestras sometidas a las
succiones inferiores pesarán más (al captar agua que estaba a menor succión en el
equipo); en tanto que a las otras 2 muestras, les ocurrirá lo contrario. En suma, la
succión inicial del suelo quedará acotada entre las intermedias, que dan lugar a
menores variaciones de humedad y en diferente sentido. La succión inicial de la
muestra puede hallarse mediante aproximaciones, a base de ensayar más muestras con
rangos de succiones más acotados, hasta que la pérdida o ganancia de agua sea
inapreciable.
Nótese que para la determinación de la succión inicial no es necesario que se
alcance la humedad de equilibrio; tan sólo se precisa esperar un pequeño intervalo de
tiempo para apreciar la tendencia a captar o a ceder agua. En este caso, se emplearon
células de presión (Ap. 3.6.3), con tiempos de espera de 48 horas.
En la primera iteración se establecieron succiones entre 0,05 MPa y 2,5 MPa. La
segunda iteración, acotada entre 1,6 y 2,2 MPa, permitió estimar la succión inicial
matricial en ( )0wa uu − =1,9 MPa. En la Figura 6.15 se ilustran los resultados de estas
dos iteraciones.
193
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 226
0,4 44
Succión inicialS0=1,9 MPa
-0,5
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
3,5
0,1 1 10
Succión matricial, ua-uw (MPa)
Incr
emen
to d
e hu
med
ad e
n 48
h,
Δw (%
)
1ª Iteración2ª IteraciónLímite inferiorLímite superior
Figura 6.15. Iteraciones para la determinación de la succión inicial del suelo.
6.3.2. Caracterización de la expansividad en edómetro de succión matricial
Se trata de un edómetro con control de la succión matricial, basado en la técnica
de translación de ejes, y empleando una membrana de celulosa regenerada. Así, la
succión se corresponde con la presión de N2 aplicada (Ap. 3.6.3). El aparato empleado
en esta investigación es idéntico al desarrollado por Escario (1967 y 1969) y al usado
por Pousada Presa (1982). Las pastillas de suelo se preparan de modo idéntico a los
edómetros convencionales con muestra remoldeada.
Con arreglo a las labores de calibración, Pousada Presa (1982) introdujo
correcciones por deformaciones propias de los elementos del equipo. Las de mayor
orden de magnitud corresponden a la deformación propia de la membrana por la
presión del gas y de la sobrecarga (véase la Figura 6.16). Como se verá más adelante,
esta corrección puede despreciarse en la presente investigación, tanto por las
moderadas presiones aplicadas (en general, no superior a 0,4 MPa y 0,3 MPa, en la
fase gaseosa y en la sobrecarga vertical, respectivamente), como por el elevado
hinchamiento medido en el suelo (hasta un 14 %). Tan sólo se llegó a una succión de
1,5 MPa en uno de los ensayos, pero las deformaciones propias del equipo, al ser
inmediatas en relación a las deformaciones del suelo por succión, pudieron corregirse
directamente sobre el comparador.
194
Page 227
Figura 6.16. Deformaciones propias del edómetro con succión matricial (Pousada Presa, 1982).
En esta fase de experimentación se valoró la expansividad para diferentes
combinaciones de succión y de sobrecarga, en rangos similares a los que
posteriormente se someterían en los ensayos de fricción. Se han omitido los ensayos
preliminares de compresión, al quedar los aspectos deformacionales de naturaleza no
expansiva fuera del ámbito de esta investigación. En lo que sigue se describen los 2
tipos de ensayos llevados a cabo y sus resultados.
Hinchamiento bajo succión matricial
Consiste en montar muestras de suelo en condiciones PN en el edómetro, aplicar
succiones matriciales inferiores a la inicial y medir el hinchamiento bajo esta
solicitación. En este caso se aplicaron succiones de 0,01; 0,04; 0,1 y 0,4 MPa y con
sobrecarga vertical neta nula, si bien en el colgadero se ha de aplicar una presión igual
a la presión del aire sobre el pistón, más 0,01 MPa para asegurar el contacto del yugo
y el comparador con la muestra. En la Tabla 6.13 se condensan los resultados de esta
serie de ensayos y en la Figura 6.17 se representa el hinchamiento en función de la
succión matricial. Nótese que los resultados de hinchamiento libre convencional y de
succión inicial se integran muy bien a esta serie de ensayos.
195
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 228
Tabla 6.13. Resultados de los ensayos de hinchamiento bajo succión matricial.
Succión matricial
(MPa)
Condiciones iniciales
de la muestra
Hinchamiento
(%)
0,01 γd=1,46 g/cm3
wi=23,2 % 14,0
0,04 γd=1,45 g/cm3
wi=23,9 % 8,6
0,1 γd=1,43 g/cm3
wi=23,2 % 4,9
0,4 γd=1,45 g/cm3 wi=24,1% 1,2
40,40,04
pF=2 pF=3 pF=4
Hinchamiento libreHL=14,2 % y 13,3 %
Succión inicial(ua-uw)0=1,9 MPa
Hinch.=8,6 %
Hinch.=4,9 %
0,875
0,900
0,925
0,950
0,975
1,000
1,025
1,050
1,075
1,100
1,125
1,150
0,01 0,1 1 10
Succión, ua-uw (MPa)
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
Se consideró que en todas las muestras e0=0,875
Figura 6.17. Resultados de hinchamiento bajo succión matricial en edómetro.
196
Page 229
En general, el hinchamiento se estabiliza en menos de 20 días. Como se verá, es
un tiempo relativamente inferior al que se precisa para obtener puntos de la curva
característica, puesto que la ligera sobrecarga (10 kPa) mejora el contacto con la
membrana, favoreciendo la continuidad de la fase líquida en la interfaz con la
membrana (Jucá, 1990).
Presión de hinchamiento a diferentes succiones
Puesto que los ensayos de fricción se efectuarán con diferentes combinaciones
de succión y sobrecarga, interesa conocer pares de valores ( ) ( )[ ]avwa uuu −− σ; que
puedan contrarrestar totalmente el hinchamiento potencial del suelo.
Se procedió del siguiente modo: una vez montada la muestra en el edómetro, se
le aplicó una succión (en este caso, 0,1; 0,5 ó 1,5 MPa), manteniéndose constante
durante todo el ensayo, de tal modo que cualquier hinchamiento incipiente (se tomó
como criterio el entorno de 0,25 %, que equivale a unos 0,05 mm en el comparador) se
contrarrestaba con un pequeño incremento de sobrecarga vertical. Los resultados se
ilustran en la Figura 6.18. El equilibrio se alcanzó a los ≈10 días.
0,04
0,4
0,04 0,4 4
pF=3pF=2
0,012 MPa
0,17 MPa
0,25 MPa
Succión inicial(ua-uw)0=1,9 MPa
Presión de Hinchamiento PH=0,31 MPa
0,01
0,1
1
0,01 0,1 1 10
Succión, ua-uw (MPa)
Sobr
ecar
ga v
ertic
al, σ
v-u a
(MPa
)
Figura 6.18. Presiones de hinchamiento para diferentes succiones matriciales.
197
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 230
Dado que esta investigación se ha limitado a la caracterización de la
expansividad del suelo en diferentes condiciones de succión y humedad, es suficiente
adoptar el modelo de variables de estado independientes de Fredlund y Morgenstern
(1977) para poder integrar las 2 series de ensayos anteriores con edómetro de succión
y la serie de ensayos de hinchamiento con sobrecarga limitada. En la Figura 6.19 se
presenta la “superficie de estado”, limitada a trayectorias de hinchamiento, en función
de la succión y la tensión vertical neta. Con esta representación queda patente cómo,
hasta aproximadamente 0,1 MPa (umbral de cavitación del agua), resulta equivalente
en términos de respuesta deformacional del suelo, aplicar una tensión en forma de
succión matricial o de tensión neta. Más allá de dicho umbral las tensiones netas son
más “eficaces” que la succión para contrarrestar la expansividad del suelo.
0
5
10
15
0.1 10.01
0.1
1
10
HH
100 = e1+e0
εvΔ Δ=
1,156
1,062
0,968
e
(MPa)wau - u
succión y sobrecargavarias combinaciones de
Presión de hinchamiento para(MPa)vσ − u a
Figura 6.19. Superficie de estado en la zona de hinchamiento.
198
Page 231
6.3.3. Determinación de la curva característica del suelo
En el Apartado 3.2 se expuso el significado, modos de representación y
aplicaciones de la curva característica en el ámbito de los suelos no saturados y en el
Apartado 3.6, las técnicas de laboratorio para fijar una cierta succión.
Aunque habitualmente la curva característica se determina partiendo de muestras
reconstituidas saturadas (ASTM D 3152; Fredlund, 2002) imponiendo succiones de
equilibrio siempre en sentido creciente (en rama de desecación), en esta investigación
se ha partido siempre de muestras compactadas estáticamente en anillo edométrico en
condiciones PN. Para multiplicar el muestreo, los ensayos en célula de presión y en
desecador de vacío se hicieron con probetas de edómetro partidas en cuatro partes.
En consecuencia, según la succión impuesta fuera superior o inferior a la inicial
(1,9 MPa), las humedades de equilibrio corresponden, respectivamente, a ramas
secundarias de desecación o de humectación. No obstante, se realizaron series de
determinaciones complementarias, tanto en trayectoria de humectación como de
desecación. En total, se completaron las siguientes series de ensayos, cuyos resultados
se recogen en la Tabla 6.14:
- Serie de ensayos en célula de presión, con succiones matriciales que
abarcaron desde 0,025 a 4 MPa. En el Apéndice 4 se ilustra y se describe
el montaje de estos ensayos.
- Serie de ensayos en desecadores de vacío, con succiones totales de 2, 4, 8,
10 y 20 MPa. Los desecadores de vacío se introdujeron en cajas de
“porexpan” para atenuar las pequeñas oscilaciones de temperatura, que
dificultan el establecimiento del equilibrio (Ap. 3.6.5). La formulación de
la relación entre la succión total y las concentraciones, así como el modo
de preparación de las soluciones salinas, se adjuntan en el Apéndice 2. El
montaje de los desecadores se recoge en el Apéndice 5.
- Ciclo de humectación-desecación en célula de presión: una muestra
humectada a una succión de 0,025 MPa desde de las condiciones iniciales
se sometió posteriormente a una serie creciente de escalones de succión,
con un valor máximo de 0,35 MPa. Dichos resultados conforman una rama
secundaria de desecación.
199
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 232
- Ciclo de desecación-humectación en célula de presión: una muestra
equilibrada en desecador de vacío a una succión de 10 MPa desde
condiciones iniciales se sometió posteriormente a escalones decrecientes
de succión matricial, desde 6 hasta 1,5 MPa. Dichos resultados constituyen
una rama secundaria de humectación.
Tabla 6.14. Resultados de las series de ensayos de determinación de la curva característica.
200
Page 233
- Desecación de muestras bajo condiciones ambientales: se dejó que tres
muestras en condiciones iniciales se desecaran “al aire” hasta pesada
constante, conservando cierta humedad (higroscópica). En las condiciones
ambientales de laboratorio se supone HR≈50% y T=20º, que equivale a una
succión total de unos 100 MPa). Posteriormente, se secaron en estufa para
determinar la humedad higroscópica de equilibrio. Ya se indicó que, al
suelo secado en estufa se le asigna la succión límite de 1000 MPa
(Richards, 1965; Vanapalli et al, 1998).
De modo complementario, se realizó una pequeña serie ensayos en célula
edométrica para determinar la curva característica con una sobrecarga vertical de 0,3
MPa, que permitirá cierto grado de extrapolación para niveles de sobrecarga
intermedios en los ensayos de fricción. Nótese que Vanapalli et al (1996) sugieren que
para estimar la resistencia al corte en condiciones no saturadas con su modelo, en
rigor, se debería emplear la curva característica determinada con la presión vertical a
la que vaya a estar sometido el suelo estudiado.
En las primeras determinaciones con célula de presión en rama de humectación,
como son las que tardan más tiempo (Coleman y Marsh, 1961; Jucá, 1990), se hizo un
seguimiento del aumento de la humedad, desde sus condiciones iniciales. Estos
resultados permitieron optimizar los tiempos de equilibrio, incluso, como se verá, los
ensayos de fricción. Las labores de seguimiento del aumento de la humedad del suelo
son delicadas, pues los sucesivos montajes y desmontajes de los equipos acumulan
probabilidad de pérdida de suelo durante su manipulación, con los consiguientes
riesgos de errores en la medida de la humedad. En la Figura 6.20 se muestran los
resultados del aumento de la humedad en 4 muestras montadas en células de presión.
Los tiempos de equilibrio son algo más dilatados que los manejados en la literatura
técnica, posiblemente por la preponderancia de la fracción arcillosa, su plasticidad y la
ausencia de elemento de presión sobre la muestra (Jucá, 1990). En este caso, se
concluyó que eran suficientes 40 días para alcanzar el equilibrio.
201
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 234
Inic
ial
24 h
oras
3 dí
as
5 dí
as
7 dí
as
10 d
ías
15 d
ías
30 d
ías
40 d
ías
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40
Hum
edad
gra
vim
étric
a, w
(%)
Succión= 0.025 MPaSucción=0.1 MPaSucción= 0.5 MPaSucción=1 MPa
Figura 6.20. Medida de la evolución de la humedad para la determinación del tiempo de
equilibrio en células de presión.
Las muestras colocadas en desecadores de vacío pueden demorarse algo más. Se
estableció un tiempo de equilibrio de 60 días, fijado a partir de referencias
bibliográficas (Sridharan, 1968; Villar, 2000; Tang y Cui, 2005) y teniendo que cuenta
que no se incluyó un sistema de circulación forzada.
En la Figura 6.21 se plasman los resultados de la Tabla 6.14, constituyendo la
curva característica en función de la humedad gravimétrica. Se han incorporado los
resultados con sobrecarga de 0,3 MPa, así como de los ensayos de hinchamiento bajo
succión, ambos realizados en edómetro de succión. Obviamente, se asume un pequeño
error con esta última serie de ensayos, por estar impedida su deformación lateral al
hinchar. Como se ve en la Figura 6.21, los puntos que definen la curva característica
prácticamente se superponen a los de Escario (1989). Se ha comprobado, inclusive,
que los ensayos con sobrecarga de 0,3 MPa adoptan una tendencia similar a aquella
investigación (Escario y Jucá, 1989), si bien en aquel trabajo sólo se contaba con
succiones mayores a 1 MPa. En la Figura 6.22, los resultados de la presente
investigación se han superpuesto a los de Yahia-Aissa et al (2001),que ensayaron una
bentonita compactada, permitiendo o coartando el hinchamiento.
202
Page 235
4040,40,04
pF=2 pF=3 pF=4 pF=5 pF=6
Capacidad de succiónC=9%
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
0,01 0,1 1 10 100 1000Succión (MPa)
Hum
edad
gra
vim
étri
ca, w
(%)
Succión inicialEn Membrana de Presión (matricial)En Desecador de Vacío (Total)Desecado al aireSecado en estufaHinchamiento edómetro de succiónRama 2º desecación (en Célula de Presión)Rama 2º humectación (en Célula de Persión)Desecación en edómetro con sobrecarga de 0,3 MPaEscario (1989)
Figura 6.21. Curva característica del suelo, representada con la humedad gravimétrica.
Figura 6.22. Curva característica de la presente investigación superpuesta a las de Yahia-Aissa et
al (2001), que ensayaron una bentonita compactada.
203
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 236
La capacidad de succión vale C=9% y está en consonancia con la recopilación
de Jucá y Frydman (1996), recogida en la Figura 3.5. A la vista de las ramas
secundarias, tanto en desecación como en humectación, se concluye que la histéresis
es muy moderada, al menos en el rango de succiones ensayadas.
Ya se expuso que debido a la naturaleza expansiva del suelo investigado, para la
apropiada interpretación de la curva característica, la humedad gravimétrica ha de
transformarse, según interese, a humedad volumétrica o a grado de saturación
(Fredlund, 2002).
Para poder transformar la humedad gravimétrica en cualquiera de estos otros dos
parámetros es indispensable cuantificar el cambio de volumen total de la muestra al
final del ensayo. Por ello se realizó la determinación de la densidad aparente al final de
algunos ensayos por el método del mercurio (UNE 103108: 1996). En las muestras
ensayadas con el edómetro de succión controlada es inmediato obtenerlo a través de la
medida del hinchamiento (despreciando el efecto de la coacción radial). De esta
manera pueden obtenerse los diferentes índices de huecos de equilibrio (ya recogidos
en la Tabla 6.14), que permiten dicha transformación.
En la Figura 6.23 se muestra la curva característica en función de la humedad
volumétrica y en la Figura 6.24, en función del grado de saturación. Dichas curvas
permiten determinar el valor de entrada de aire y la humedad volumétrica de
saturación (Vanapalli, 1996; Fredlund, 2002), que en este caso valen: ≅bψ 30 kPa y
≅sθ 0,50. Estos valores están en consonancia con los rangos recogidos por Aubertin
et al (1998).
Como era de prever en suelos expansivos, en la curva obtenida apenas se
advierte la inflexión en el tramo de altas succiones, con lo que resulta difícil definir
con precisión el tramo residual (Vanapalli et al, 1999; Sillers et al, 2001). En cualquier
caso, parece que se detecta mejor en función de la humedad volumétrica, estimándose
los siguientes valores: ≅rψ 105 kPa y ≅rθ 0,09.
204
Page 237
0,04 0,4 4 40
pF=7pF=6pF=5pF=4pF=3pF=2
0
5
10
15
20
25
30
35
40
45
50
55
0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000
Succión (MPa)
Hum
edad
vol
umét
rica
( θ)
Succión inicialEn Célula de Presión (Matricia)En Desecador (Total)Desecado al aireSecado en estufaHinchamiento en edómetro de succiónHinchamiento libreRama 2º desecación (en Célula de Presión)Rama 2º humectación (en Célula de Presión)Desecacion en edómetro con sobrecarga de 0.3 MPaFredlund & Xing (1994): a=1800 kPa; n=0.5; m=1.7
Figura 6.23. Curva característica del suelo, representada con la humedad volumétrica.
4040,40,04
pF=2 pF=3 pF=4 pF=5 pF=6 pF=7
Val
or d
e en
trada
de
aire
, Ψb=
0,03
MP
a
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,001 0,01 0,1 1 10 100 1000
Succión (MPa)
Gra
do d
e sa
tura
ción
, SR
( %)
Succión inicialEn Membrana de Presión (matricial)En Desecador de Vacío (Total)Desecado al aireSecado en estufaHinchamiento edómetro de succiónHinchamiento libreRama 2º desecación (en membrana)Rama 2º humectación (en membrana)Desecación con sobrecarga de 0,3 MPaFredlund&Xing-1994
Figura 6.24. Curva característica del suelo, representada con el grado de saturación.
205
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 238
Si en la Figura 6.21, que es la representación que dispone de más resultados, se
comparan los resultados en célula de presión y en desecador, no hay indicios de
influencia de la componente osmótica.
Finalmente, la curva característica se ha modelizado con la expresión analítica
de Fredlund y Xing (1994), que parece que es la que da mejores resultados (Leong y
Rahardjo, 1997; Miller et al, 2002). El ajuste se logró asignando:
⎪⎭
⎪⎬
⎫
===
7,15,0
1800
mn
kPaa en la curva en función de la humedad volumétrica;
⎪⎭
⎪⎬
⎫
===
8,07,0
1000
mn
kPaa en la curva en función del grado de saturación.
En definitiva, la curva característica puede aproximarse con la siguiente
expresión analítica:
mn
s
r
r
ae
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
×
⎥⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+
−=ψ
θ
ψ
ψψ
θ
ln000.000.11ln
1ln1
que, introduciendo los parámetros de ajuste y los puntos singulares de la curva,
resulta:
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
×
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +
−=85,0
5
1800ln
50,040,210
1ln1
ψ
ψ
θ
e
6.3.4. Curva de retracción
Lógicamente, esta curva cobra relevancia en suelos volumétricamente inestables,
donde la pérdida de humedad va acompañada de una marcada reducción de índice de
huecos. En la Figura 6.25 se presenta la curva de retracción del suelo, obtenida
también con los datos de la Tabla 6.14. No obstante, los ensayos no han permitido
206
Page 239
detectar con claridad el límite de retracción, aunque podría estimarse en el rango de
ws≈4 %, muy inferior al obtenido por Pousada Presa (1982). Como se comentó en el
Apartado 3.2.2, algunos investigadores proponen que la determinación en estufa se
haga a 150º C (Tessier, 1984; Tang y Cui, 2005).
Límite de retracción,ws=¿ 4 % ?
0,45
0,55
0,65
0,75
0,85
0,95
1,05
1,15
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45Humedad (%)
Índi
ce d
e hu
ecos
, e
Muestras secadas en estufa (S=1000 MPa)Muestras desecadas al aire (S=100 MPa)Muestras en desecador (S entre 4 y 10 MPa)Condiciones iniciales (S=1,9 MPa)Muestras en membrana (S entre 0.025 y 2 MPa)Hinchamiento en edómetro (S entre 0,025 y 1.5 MPa) Hinchamiento libre
Desecación
Humectación
Figura 6.25. Curva de retracción y límite de retracción del suelo ensayado.
6.4. Determinación indirecta de la resistencia al corte del suelo
Para estimar de modo indirecto la resistencia al corte del suelo en condiciones no
saturadas, y a la vista de los buenos ajustes referidos en la literatura técnica (Ap. 3.5),
se aplicará la 2ª expresión de Vanapalli et al (1996). A la postre, esta estimación se
requerirá para valorar la eficiencia en una formulación en la que se hace intervenir a la
succión como parámetro fundamental.
Por sencillez, para estos propósitos, se ha supuesto que el ángulo de rozamiento
interno ( 'φ ) no varía con la succión y que la curva característica no es muy sensible a
la tensión neta aplicada en el suelo.
207
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 240
Así, si en la 2ª expresión de Vanapalli (1996):
( ) φθθθθ
ψφστ ′⋅−−
⋅+′⋅−+′= tgtgucrs
ranff
se introduce en la humedad volumétrica ( )θ la expresión de Fredlund y Xing
(1994), presentada en el apartado anterior, y se sustituyen los parámetros geotécnicos
del suelo en la expresión anterior:
;
09,050,0
20º20
⎪⎪⎩
⎪⎪⎨
⎧
≅=≅′=′
r
s
kPac
θθ
φ
la resistencia al corte puede expresarse como:
( ) 36,041,0
09,0
1800ln
50,040,210
1ln1
36,020)(
85,0
5
⋅⋅
−
⎪⎪
⎭
⎪⎪
⎬
⎫
⎪⎪
⎩
⎪⎪
⎨
⎧
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
⋅
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +
−
+−⋅+= ψ
ψ
ψ
στ
e
ukPa anff
que se reduce a:
( ) ψ
ψ
ψ
στ ⋅
−
⎪⎪
⎭
⎪⎪
⎬
⎫
⎪⎪
⎩
⎪⎪
⎨
⎧
⎭⎬⎫
⎩⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
⋅
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +
−
+−⋅+=14,1
09,0
1800ln
50,040,210
1ln1
36,020)(
85,0
5
eukPa anff
En base a esta expresión, en la Figura 6.26 se ha representado la contribución de
la succión a la resistencia al corte, esto es, la intersección de la envolvente de rotura en
el plano succión-resistencia al corte.
208
Page 241
0
1000
2000
0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000
Succión (kPa)
Res
iste
ncia
al c
orte
(kPa
)
Tensión neta=0
Figura 6.26. Estimación de la contribución de la succión matricial a la resistencia al corte,
aplicando la 2ª expresión de Vanapalli et al (1996). Véase la Tabla 3.3.
6.5. Caracterización de los geotextiles
6.5.1. Características básicas
Para los ensayos de fricción se emplearon 3 geotextiles comerciales: dos de ellos
pertenecen a la misma gama del fabricante (Tencate Polyfelt TS-50 y TS-80) y están
fabricados de polipropileno (PP) de filamento continuo estabilizado a los rayos UV, y
son no tejidos agujeteados. El tercer geotextil (Tencate Polyfelt Rock PEC-75) está
fabricado con un entramado base idéntico al del TS-50, incorporando cordones de PET
de alta resistencia, que le aporta gran rigidez al conjunto (véase foto A-6.13 del
Apéndice 6). Adicionalmente, en las determinaciones de curvas características y en los
ensayos de rotura capilar (Ap. 8.1) se incorporaron otros dos geotextiles del mismo
fabricante: el TS-20 y el F-80.
En la Tabla 6.15 se recogen las características básicas de los geotextiles
antedichos, tomadas del catálogo comercial del fabricante.
6.5.2. Curvas características de los geotextiles
Las referencias bibliográficas de curvas características de geotextiles son muy
recientes y sólo se han ensayado en rangos de succión muy bajos (Ap. 3.3.2), entre
otros motivos, porque el tramo residual de la curva característica se alcanza con
succiones muy moderadas, entre 1 y 5 kPa (Iryo y Rowe, 2003; Bouazza et al, 2006).
209
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 242
Tabla 6.15. Características de los geotextiles empleados.
Geotextiles Polyfelt: designación
TS-20 TS-50 TS-80 PEC-75 F-80
Peso (g/m2), EN 965 125 200 385 377 800
Espesor (mm), EN 964-1
(a 2 y 200 kPa)
1,2
0,5
1,9
0,8
3,2
1,5
6,5
3,1
Resistencia a la tracción (kN/m), EN ISO 10319
9,5 MD
9,5 CD
15 MD
15 CD
28 MD
28 CD
79 MD
12 CD
35 MD
35 CD
Alargamiento en rotura (%)
EN ISO 10319
75 MD
35 CD
75 MD
35 CD
80 MD
40 CD
10 MD
85 CD
85 MD
85 CD
Abertura de poros (μm) (O90, w), EN ISO 12956 105 100 85 95 80
Resist. al punzonamiento estático (N),
UNE-EN ISO 12236 1500 2350 4250 6500
Permeabilidad en el plano (m2/s, a 20 kPa),
UNE-EN ISO 12958
10-6 3x10-6 5x10-6 5x10-6 13x10-6
Tras una serie de ensayos preliminares realizados por el autor de la presente
investigación con geotextiles “prototipo” proporcionados por el mismo fabricante
(Asanza y Cuéllar, 2003), se ha establecido un procedimiento para la determinación de
la curva característica empleando células de presión y desecadores de vacío, que
imponen succiones mucho más elevadas (entre 0,01 y 10 MPa), partiendo de muestras
secas. Aun cuando este rango de succiones se sitúa en la rama residual de los
geotextiles, son los rangos a los que verdaderamente se ven sometidos por la masa del
suelo donde quedan embebidos. En la Figura 6.27 se muestran las curvas
características, en función de la humedad gravimétrica, de los 5 geotextiles de la
presente investigación. Como se ve, con los geotextiles TS-50, TS-80 y Rock PEC-75
se realizaron algunas series de ensayos en edómetros de succión matricial, a fin de
valorar el efecto de la sobrecarga en la curva característica. Hay dos aspectos a
destacar en estos resultados: por un lado, se observa mayor dispersión en las
humedades de equilibrio que en los ensayos con el suelo, hecho que está ligado a la
rápida evaporación desde que se desmonta el equipo; y por otro, no se advierte
diferencia entre los resultados con succión matricial y con total.
210
Page 243
Por otra parte, en la Figura 6.28 se representan los resultados en función del
grado de saturación. Al superponer el huso de las curvas en rama de desecación
disponibles en la literatura técnica (Figura 3.11-b, recopiladas por Iryo y Rowe, 2003),
queda patente que los resultados obtenidos se ajustan muy bien a la rama residual.
0,025 0,05 0,25 0,5 2 50
5
10
15
20
25
30
35
0,01 0,1 1 10 100Succión (MPa)
Hum
edad
(%)
PEC-75 (Matricial)PEC-75 (Total)TS-80 (Matricial)TS-80 (Total)TS-50 (Matricial)TS-50 (Total)PEC-75 (Matricial con 0.3 MPa de sobrecarga)TS-80 (Matricial con 0.3 MPa de sobrecarga)TS-50 (Matricial con 0.3 MPa de sobrecarga)TS-20 (Matricial)
Figura 6.27. Huso estimado de las curvas características de los geotextiles ensayados, en función
de la humedad gravimétrica.
0,025 0,05 0,25 0,5 2 5
HUSO DELAS
CURVASRECOPILADAS
PORIRYO & ROWE
(2003)
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10Succión (MPa)
Gra
do d
e sa
tura
ción
(%)
PEC-75 (Matricial)
PEC-75 (Total)
TS-80 (Matricial)
TS-80 (Total)
TS-50 (Matricial)
TS-50 (Total)
TS-20 (Matricial)
Recopilación de Iryo & Rowe (2003)
Figura 6.28. Superposición de las curvas características (en función de SR) de los geotextiles
ensayados con el huso de la recopilación (rama de desecación) de Iryo y Rowe (2003).
211
Capítulo 6. Caracterización de los materiales empleados
Page 244
En la Figura 6.29 se muestran conjuntamente el huso esperable de las curvas
características de geotextiles agujeteados (representando la recopilación de Iryo y
Rowe y los resultados de la presente investigación) y la curva característica del
presente suelo, de acuerdo al ajuste de Fredlund y Xing (1994). Adviértase que la
succión esperable de la posible puesta en obra del suelo se encuentra en el rango de
succiones impuestas a los geotextiles en esta investigación.
0,025 0,05 0,25 0,5 2 5
HUSO DELAS
CURVASRECOPILADAS
PORIRYO & ROWE
(2003)
Rango de succiónde puestaen obra
Succióninicial
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0,0001 0,001 0,01 0,1 1 10 100Succión (MPa)
Gra
do d
e sa
tura
ción
(%)
PEC-75 (Matricial)PEC-75 (Total)TS-80 (Matricial)TS-80 (Total)TS-50 (Matricial)TS-50 (Total)TS-20 (Matricial)Recopilación de Iryo & Rowe (2003)Peñuela; Fredlund & Xing (1994)
Figura 6.29. Representación conjunta de la curva característica del suelo (con la expresión de
Fredlund y Xing, 1994) y del huso de las curvas características de geotextiles.
En el Apéndice 4 se ilustra el procedimiento de ejecución en célula de presión y
en el Apéndice 5, en desecadores de vacío.
212
Page 245
7. ENSAYOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL
7.1. Ensayos de puesta a punto del prototipo
Se realizaron ensayos preliminares para la puesta a punto del prototipo,
empleando el suelo en las condiciones PN y con el geotextil PEC-75, pero únicamente
a 2 y 4 MPa de succión total. Se aplicaron las sobrecargas habituales de los ensayos de
corte directo: 0,05; 0,15 y 0,3 MPa. Una síntesis de los resultados de estos ensayos
preliminares ya fue presentada por Asanza y Sáez (2000).
Para cada punto del ensayo de fricción (esto es, para cada combinación de
sobrecarga y succión) siempre se empleó muestra “nueva”, que como era de esperar,
dio lugar a cierta demora en las etapas de equilibrio, aun cuando el marco metálico
está perforado y contaba con tiras de papel para facilitar el intercambio de vapor de
agua con la atmósfera. De hecho, como se aprecia en las Figuras 7.1 y 7.2, en las que
se representan, respectivamente, los asientos de las muestras en la etapa de equilibrio a
las succiones totales de 2 y 4 MPa, aún parecían lejos del equilibrio al cabo de 25 días.
Si bien puede existir una componente atribuible a fenómenos de fluencia, parte de los
asientos experimentados son debidos a la pérdida de humedad.
Transcurridos 25 días, se procedía a la etapa de fricción activando el sistema de
empuje horizontal. Se hicieron pruebas de ensayo a tres velocidades del pistón: 0,25
mm/min, 0,05 mm/min y 0,01 mm/min, sin que se apreciaran variaciones
significativas. Finalmente, estos ensayos preliminares se realizaron a 0,05 mm/min.
La Figura 7.3 muestra los resultados de un ensayo de fricción a una succión de 2
MPa y la Figura 7.4, a una succión de 4 MPa. Como se ve, las curvas de fricción
responden a un patrón donde se puede hacer distinción de 4 tramos. Esto se verá en el
Capítulo 9. Las Figuras 7.5 y 7.6 muestran los movimientos verticales de las muestras
durante la etapa de fricción, para las dos succiones antedichas. Se advirtió cierta
anomalía en el hecho de que todas las muestras asentaban monótonamente, lo cual se
comprobó que era debido a que la placa de reparto basculaba, por su interacción con el
pistón vertical. Por ello, se decidió mejorar el mecanizado del apoyo del pistón sobre
la placa de reparto, trasladar la célula de carga y rebajar la altura de la reacción
respecto del plano de fricción.
213
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 246
90 d
ías
25 d
ías
15 d
ías
7 dí
as
3 dí
as
5 se
g.
1 m
in.
10 m
in.
1 ho
ra
5 ho
ras
1 dí
a
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
TiempoD
efor
mac
ión,
εz (
%)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.3 MPa ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75
Succión Total =2 MPa
Figura 7.1. Ensayo preliminar de fricción; etapa de equilibrio con succión total a 2 MPa.
90 d
ías
25 d
ías
15 d
ías
7 dí
as
3 dí
as
5 se
g.
1 m
in.
10 m
in.
1 ho
ra
5 ho
ras
1 dí
a
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
Tiempo
Def
orm
ació
n, ε
z (%
)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75
Succión Total =4 MPa
Figura 7.2. Ensayo preliminar de fricción; etapa de equilibrio con succión total a 4 MPa.
214
Page 247
ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75Succión total = 2 MPa
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento (mm)
Ten
sión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga vertical=0.30 MPa
Figura 7.3. Ensayo preliminar; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz;
PEC-75, succión total de 2 MPa.
ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75Succión total = 4 MPa
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento (mm)
Ten
sión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga vertical=0.30 MPa
Figura 7.4. Ensayo preliminar; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz;
PEC-75, succión total de 4 MPa.
215
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 248
ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75Succión total = 2 MPa
-0,16
-0,14
-0,12
-0,10
-0,08
-0,06
-0,04
-0,02
0,00
0,02
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento (mm)
Dila
tanc
ia (m
m)
Carga vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga vertical=0.30 MPa
Figura 7.5. Ensayo preliminar; movimiento vertical durante la fricción, 2 MPa de
succión total.
ENSAYO PRELIMINAR con PEC-75Succión total = 4 MPa
-0,08
-0,07
-0,06
-0,05
-0,04
-0,03
-0,02
-0,01
0,00
0,01
0,02
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento (mm)
Dila
tanc
ia (m
m)
Carga vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga vertical=0.30 MPa
Figura 7.6. Ensayo preliminar; movimiento vertical durante la fricción, 4 MPa de
succión total.
216
Page 249
Al final de cada ensayo la muestra de suelo se fragmentaba para poder medir por
separado la humedad de la zona más exterior (la más expuesta), la de la zona
intermedia y de la parte más interior, a fin de valorar el grado de equilibrio global
alcanzado. En la Tabla 7.1 se ven las humedades obtenidas en las muestras después de
estos 2 ensayos. Como se ve, en general la humedad en el interior de la muestra es
ligeramente mayor, lo cual es indicativo de que no alcanzaron totalmente el equilibrio
en toda su masa. No obstante, se consideraron como suficientemente equilibradas,
habida cuenta de que el geotextil interacciona con la parte más externa del suelo.
Tabla 7.1. Ensayos preliminares; humedad en las muestras después del ensayo.
Exterior Intermedio Interior Exterior Intermedio Interior0,05 20,0 19,7 21,6 0,05 18,3 18,8 19,40,15 20,7 20,8 21,3 0,15 17,5 18,3 19,20,3 19,9 21,0 21,6 0,3 18,1 19,7 20,2
Humedad de las pastillas (%) al final del ensayo
Sobrecarga σv (MPa)
Sobrecarga σv (MPa)
Succión total=2 MPa Succión total=4 MPaHumedad de las pastillas (%) al final
del ensayo
Con todo, aun aceptando el equilibrio en la zona de interacción entre el suelo y
el geotextil, cada ensayo se prolongaría unos 75 días (25 días x 3 sobrecargas), lo que
demoraría considerablemente la fase experimental. Así, para los ensayos definitivos se
planteó reutilizar las muestras que ya se hubieran ensayado a las diferentes
condiciones de succión y presión vertical, retirando con cuchillo enrasador la capa
superficial de la muestra friccionada previamente con otro geotextil. Este
procedimiento se validó tras obtener curvas de fricción muy similares con una muestra
reutilizada dos veces, equilibrada a 4 MPa de succión total y 0,15 MPa de carga
vertical. Adviértase que al sobrecargar se elimina cualquier posible pátina en la
interfaz creada por el enrase.
Aparte de las mejoras introducidas en el equipo y en el procedimiento de
montaje (véase Ap. 5.1.7), esta serie de ensayos preliminares de puesta a punto
permitió sacar las siguientes conclusiones:
− El efecto de la velocidad de aplicación del esfuerzo horizontal no es
significativo en los rangos ensayados;
217
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 250
− No se desarrolla ninguna adherencia en el plano de contacto para estas
succiones;
− Es viable la reutilización de muestras; parte del ahorro de tiempo que esto
supone podría emplearse en prolongar algo más los tiempos de equilibrio;
− El ángulo de fricción alcanza unos 27,5º para la succión de 2 MPa y unos
28,5º para la succión de 4 MPa.
7.2. Ejecución de los ensayos de fricción
A continuación se describe el procedimiento de preparación, montaje y
ejecución de los ensayos definitivos, que incluye una serie de ensayos de fricción con
los geotextiles TS-50, TS-80 y PEC-75, para succiones totales de 2, 4, 8 y 20 MPa.
Asimismo, el Apéndice 6 recoge una serie de fotografías comentadas que describen la
ejecución del ensayo.
El equipo se encuentra en la sala de temperatura controlada, fijada a 20º C. No
obstante, al comienzo de los ensayos se puso en marcha un dispositivo mecánico de
registro continuo de temperatura, a fin de detectar durante las 24 horas del día
cualquier anomalía en el sistema de control de la temperatura. Se trata de un tambor
rotatorio con una bobina de papel, donde incide el extremo de una aguja gráfica, cuyo
desplazamiento es proporcional a la variación de la temperatura.
7.2.1. Preparación de las soluciones salinas
Se han empleado soluciones no saturadas de ClNa para establecer succiones de
2, 4 y 8 MPa, y de H2SO4 para la succión de 20 MPa (véase Ap. 3.6.5). En el
Apéndice 2 se deducen las expresiones que relacionan las concentraciones, tanto de
ClNa como de SO4H2, con la humedad relativa de la atmósfera en equilibrio y con la
succión total equivalente, y se tabulan para diferentes temperaturas.
Es preciso que el ClNa sea de grado de pureza “para análisis” (PA), a efectos de
reducir errores en la humedad finalmente establecida, que afecta sobre todo a este
nivel de succiones (véase la Figura 3.22).
De acuerdo con el Apéndice 2, para establecer las succiones de 2, 4 y 8 MPa a
20º C, se necesitan concentraciones de 26,66; 52,12 y 99,87 g de ClNa/litro H2O,
218
Page 251
respectivamente, que corresponden a humedades relativas de entre 98,5; 97,1 y 94,3
%, respectivamente.
Por otro lado, dado que el ácido sulfúrico comercial tiene una pureza del 96%
(±1%) y que no es una sustancia patrón de tipo primario, es necesaria una segunda
etapa para afinar su concentración mediante el ajuste de su densidad. Así, para la
succión de 20 MPa se introduce el densímetro de rango 1,100 a 1,200 g/cm3. A
continuación, se añade bien H2O ó H2SO4 para disminuir ó aumentar la densidad,
hasta fijarla en 1,155 g/cm3 tras varios tanteos con ayuda del densímetro. Por último,
se introduce el contenido en una botella de vidrio de boca ancha y se tapa
herméticamente.
Justo antes de emplear las soluciones en los ensayos se comprueba su densidad
con densímetros con precisión de 0,001 g/cm3 y se coteja con la densidad al final del
ensayo de fricción, con el fin de comprobar que la cantidad de agua evaporada a la
atmósfera del equipo sea irrelevante.
7.2.2. Preparación del geotextil
Todas las muestras de cada tipo de geotextil, tanto las ensayadas con control de
succión total como las ensayadas con succión matricial, se han tomado de un mismo
paño, con la precaución de ensayar en todas ellas la misma cara y cortándolas a favor
de la dirección de fabricación (MD, manufacturing direction). En el caso del geotextil
PEC-75, es inmediato identificar la dirección de fabricación y diferenciar ambas caras.
Sin embargo, los otros 2 geotextiles, el TS-80 y el TS-50, presentan un
agujeteado macroscópicamente homogéneo en todas direcciones y por ambas caras. Al
colocar todas las muestras por la misma cara y con la misma orientación, se minimiza
el efecto de la heterogeneidad durante la fabricación (véanse las especificaciones de
las normas de la Tabla 4.7). Las muestras ensayadas con control de la succión total son
rectangulares de 70x180 mm.
Éstas no se han sometido a ningún proceso de lavado o acondicionado,
ensayándose tal como vienen de fábrica. Nótese que en el Apartado 3.3.2 se describen
experiencias que evidencian la repercusión del lavado o tratamiento previo de los
geotextiles.
219
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 252
7.2.3. Preparación del suelo
Todas las muestras de suelo se compactaron a las condiciones del PN: wop=24 %
y γd=1,45 g/cm3. Para lograr cierta homogeneidad de humedad en el suelo amasado,
han de dejarse en una cápsula hermética durante 24 horas dentro de una cámara
húmeda. La pesada del suelo se realizaba con balanza de 0,01g y teniendo en cuenta la
humedad higroscópica, que se controlaba periódicamente, de valor entre el 4 y el 6 %.
Se emplearon tiras de papel de filtro adosadas a las paredes del marco. Así, se
toma un disco de papel de filtro y se divide en cuatro cuadrantes y cada uno de ellos se
recorta con la forma que se muestra en la Figura 7.7.
Sección del marco metálico
Disco de papel de filtro
Pestaña
Figura 7.7. Colocación de papeles de filtro en el contorno del marco metálico.
Las pestañas de las 4 tiras de papel se doblan a una altura tal, que al colgarlas del
marco, tapen interiormente las filas de perforaciones. Después, se coloca el collar
suplementario, que facilita el vertido del suelo, al tiempo que aprisiona las cuatro
pestañas. Seguidamente, con ayuda de una cucharilla se va acomodando el suelo
dentro del marco, procurando que las tiras de papel se mantengan en su sitio. Cuando
se ha rellenado una capa de ≈5mm, se introduce el pistón de compactación y se prensa
manualmente, evitando desplazar o deteriorar las tiras de papel. Sucesivamente, se va
haciendo lo mismo con las siguientes capas (véase el Apéndice 6).
Para la alcanzar la densidad de 1,45 g/cm3 se compacta estáticamente en una
prensa. Para poder reutilizar mejor la muestra, la altura teórica se aumentó de 20 a 22
mm.
220
Page 253
Una vez compactada, se retira el collar y se introduce el marco con el suelo en
una bolsa de plástico y se deja en la cámara húmeda, mientras se monta el geotextil.
7.2.4. Montaje del equipo
En primer lugar, la muestra de geotextil se extiende, se le superpone una de las
mordazas, que hará de plantilla para practicar con un soldador dos orificios en un
extremo del geotextil. A continuación, dicho extremo del geotextil se atornilla a un
extremo del carro. Se procede de modo análogo con el otro extremo de la muestra,
procurando que la muestra quede ligeramente tensa.
En segundo lugar, se coloca la camisa cilíndrica con el pistón horizontal paralelo
a los raíles de la base y el carro sobre los raíles de la célula, haciendo coincidir un
extremo del carro con la vertical del tope de reacción. Después, el marco metálico con
el suelo compactado se sitúa sobre el carro, con el tope de reacción en contacto con el
marco; seguidamente, sobre la muestra de suelo se pone una piedra porosa y una placa
de reparto.
En tercer lugar, se comprueba la densidad de la solución, se rellenan las ¾ partes
del depósito con la disolución y se sitúa dentro de la célula. Se cierra la tapa y se baja
el pistón hasta incidir con la placa de reparto. A continuación, se acciona la bomba de
vacío y se conecta al orificio de la tapa superior, hasta lograr un vacío de ≈ 40 kPa,
medido con la columna de mercurio.
Finalmente, la célula se recubre con una caja fabricada con paneles de
“porexpán” y sobre el pistón vertical se coloca el yugo. Inmediatamente después, se
sitúa el transductor de movimientos verticales sobre el marco, y se activa el sistema de
toma de datos, por lo que la medida registrada en dicho transductor será la “lectura
cero”. Seguidamente, se van colocando las pesas correspondientes en el colgadero.
Para ello se ha de tener en cuenta el peso propio del colgadero y la presión que ejerce
el pistón a causa del vacío generado en el interior de la célula.
7.2.5. Etapa de equilibrio
En los ensayos definitivos el periodo de equilibrio se aumentó de 25 a 45 días,
pues como se verá, dicho plazo es suficiente para que, al menos el entorno del suelo
que interacciona con el geotextil, haya alcanzado el equilibrio.
221
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 254
La programación de reutilización de muestras de suelo se esquematiza en la
Figura 7.8. Consiste en emplear muestras “nuevas” sólo al realizar los ensayos con el
primer geotextil (en este caso, el TS-50), dejándolo equilibrar durante los 45 días a la
presión vertical y succión correspondientes. Varias veces por semana se restituían las
pérdidas de vacío en el interior de la cámara.
σ
SUELO
TS-50
V
45 días
SUCCIÓN
SUELO
TS-80
SUCCIÓN σV
PEC-75
SUELO
SUCCIÓNσV
FRICCIÓN
DESMONTAR
MONTAR SIGUIENTE GEOTEXTIL
EQUILIBRARDURANTE3 DÍAS
EQUILIBRARDURANTE3 DÍAS
MONTAR SIGUIENTE GEOTEXTIL
HUMEDAD CAPA RETIRADA
ENRASE Y REPERFILADO DEL SUELO
HUMEDAD CAPA RETIRADA
ENRASE Y REPERFILADO DEL SUELO
DESMONTAR
FRICCIÓN
ENRASE Y REPERFILADO DEL SUELO
DESMONTAR
FRICCIÓN
1º
2º
3º
22 mm
20 mm
18 mm
Asiento
HUMEDAD PASTILLA(Zona exterior, intermedia y núcleo)
Figura 7.8. Síntesis de la programación de los ensayos con reutilización de muestras.
Al final del equilibrio se realizaba el ensayo de fricción. Posteriormente, se
desmontaba el equipo, se extraía el marco metálico y con un pistón se desencajaba
ligeramente la muestra de suelo, a fin de que la cara friccionada sobresaliera unos 2
mm, que eran retirados con ayuda de un cuchillo enrasador. A continuación se volvía a
montar con una muestra del geotextil TS-80 y se dejaba 3 días para restituir el
equilibrio. De manera similar se operaba con el geotextil PEC-75. A las películas de
suelo retiradas se les determinaba la humedad. Una vez terminados los 3 ensayos con
esa muestra de suelo, se hallaba la humedad de la parte más exterior, de la intermedia
y de su núcleo.
222
Page 255
Ha de notarse que las muestras equilibradas a 20 MPa manifestaron cierta
retracción (tanto mayor cuanto menor era la sobrecarga vertical), creándose una
holgura entre la muestra y el marco metálico. Para remediarlo, al final de la etapa de
equilibrio se le alojaron láminas de plástico (a modo de cuñas) para mejorar el ajuste a
la caja durante la fricción.
7.2.6. Etapa de fricción
En lo que respecta propiamente al ensayo de fricción, se fijó una velocidad en el
sistema de empuje de 0,01 mm/min, hasta completar los 15 mm de recorrido. Además,
se estableció una toma de datos cada 0,1 mm de desplazamiento (o cuando el
incremento de fuerza horizontal era superior a 2,5 Newton).
Para componer un ensayo de fricción completo, en el que se representan las
tensiones tangenciales y el desplazamiento del carro, se han de reagrupar los
resultados de las 3 sobrecargas bajo una cierta succión en un mismo geotextil.
7.3. Resultados de los ensayos de fricción
7.3.1. Etapa de equilibrio
Las Figuras 7.9 a 7.12 presentan, respectivamente, la evolución de los asientos
del suelo con sobrecarga (de 0,05; 0,15 y 0,3 MPa) bajo succiones de 2, 4, 8 y 20 MPa,
a lo largo del periodo de equilibrio (45 días). Ya se expuso que este proceso tiene
lugar con el geotextil TS-50 bajo el suelo. En realidad, el geotextil facilita en cierta
manera el intercambio de humedad a través de la cara inferior de la muestra. Se
advierte una mayor estabilización de estas curvas si se comparan con las de los
ensayos preliminares.
A fin de valorar el error cometido por abreviar el periodo de equilibrio, en dos
de las muestras se prolongó hasta los 90 días (Fig. 7.9, con succión total de 2 MPa y
sobrecarga de 0,15 MPa y Fig. 7.12, con succión de 20 MPa y sobrecarga de 0,3 MPa).
Puede concluirse que a los 90 días el asiento está muy estabilizado y que a los 45 días
el grado de estabilización es suficiente. Como se verá más adelante, al menos en
términos de distribución de humedad, al cabo de 45 días está prácticamente
equilibrada en la muestra.
223
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
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45 d
ías
30 d
ías
15 d
ías
7 dí
as
3 dí
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1 m
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10 m
in.
1 ho
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5 ho
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1 dí
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0
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3
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7
8
9
TiempoA
sien
to (%
)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa Succ. Total =2 MPa
Figura 7.9. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 2 MPa, bajo 3
niveles de sobrecarga. Se prolongó a 90 días con la sobrecarga intermedia.
90 d
ías
45 d
ías
30 d
ías
15 d
ías
7 dí
as
3 dí
as
5 se
g.
1 m
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10 m
in.
1 ho
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5 ho
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1 dí
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2
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Tiempo
Asi
ento
(%)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa Succ. Total =4 MPa
Figura 7.10. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 4 MPa, bajo 3
niveles de sobrecarga.
224
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90 d
ías
1 dí
a
5 ho
ras
1 ho
ra
10 m
in.
1 m
in.
5 se
g.
3 dí
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7 dí
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ías
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0
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3
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5
6
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9
Tiempo
Asi
ento
(%)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa Succ. Total =8 MPa
Figura 7.11. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 8 MPa, bajo 3
niveles de sobrecarga.
90 d
ías
1 dí
a
5 ho
ras
1 ho
ra
10 m
in.
1 m
in.
5 se
g.
3 dí
as
7 dí
as
15 d
ías
30 d
ías
45 d
ías
0
1
2
3
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5
6
7
8
9
Tiempo
Asi
ento
(%)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa Succ. Total =20 MPa
Figura 7.12. Asientos durante el periodo de equilibrio. Succión total de 20 MPa, bajo 3
niveles de sobrecarga. Se prolongó a 90 días con la sobrecarga mayor.
225
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 258
Las curvas de asiento, representadas en ejes semilogarítmicos, adoptan una
forma bilineal, que se trata de interpretar a continuación.
Los asientos producidos durante el primer minuto (hasta el quiebro de la curva)
provienen fundamentalmente de la compresión del geotextil y corresponden al proceso
de carga del colgadero, hasta alcanzar la sobrecarga vertical prevista. De acuerdo con
la Tabla 6.15, el espesor del TS-50 es de 1,9 mm con una sobrecarga de 2 kPa y de 0,8
mm con 200 kPa. Esto es, la deformación vertical teórica del conjunto, debida sólo a la
compresión inmediata del geotextil, puede cifrarse en el entorno del 5 % para una
sobrecarga de 200 kPa, lo cual, si se extrapola, está en sintonía con las deformaciones
medidas en dicho periodo inicial. Los primeros asientos diferidos (cuando se quiebra
la curva), son fruto de fenómenos de fluencia. A partir de varios días (Tang y Cui,
2005) puede entenderse que también empiezan a sumársele los efectos de la
desecación de la muestra de suelo. Estas deformaciones diferidas, en su conjunto,
fueron del orden del 2 %, y parece que dependen poco de la sobrecarga. Tampoco se
ha podido discriminar el efecto del nivel de succión aplicada, pues aumenta mucho la
rigidez del suelo a medida que se deseca.
En cualquier caso, la distribución de humedades en la muestra al final del ensayo
parece el mejor parámetro para estimar el grado de equilibrio alcanzado. Así, en la
Tabla 7.2 se recogen las siguientes determinaciones de humedad: la correspondiente a
la película (de ≈2 mm) de suelo retirado después de cada ensayo de fricción; y la
medida en la muestra tras la última reutilización, que en realidad consta de 3
determinaciones de la muestra troceada (parte interior, intermedia y exterior).
Teniendo en cuenta que todas las muestras partían de una humedad del 24 %, se
aprecia que al cabo de los 45 días se ha alcanzado suficiente uniformidad de
humedades, cuya pequeña dispersión ya puede atribuirse al error de medida. De hecho,
no se aprecia que en las muestras equilibradas durante 90 días se haya alcanzado
mayor homogeneidad de humedades. En la Figura 7.13 se han representado las
humedades de las películas de suelo retiradas en cada una de las 12 muestras junto con
la curva característica del suelo, y en particular, incluyendo la serie de ensayos
realizados en el edómetro de succión a una presión vertical neta de 0,3 MPa (véase
Fig. 6.21). Puede comprobarse que existe bastante coherencia entre los resultados, y en
consecuencia, puede darse por satisfactorio el periodo de equilibrio.
226
Page 259
Tabla 7.2. Humedad del suelo al final de los ensayos de fricción con control de succión total.
PEC-75 TS-80 TS-50 Exterior Intermedio Interior0,05 21,5 19,5 19,6 19,5 19,8 20,50,15 20,6 20,7 20,7 20,1 21 20,7 *0,3 20,3 20,2 20,1 19,4 19,8 19,7
PEC-75 TS-80 TS-50 Exterior Intermedio Interior0,05 18,3 18 17,9 18,2 18,5 18,70,15 17,3 17,3 18,9 17,2 17 16,80,3 17,8 17,9 17,6 17,2 17,4 17,7
PEC-75 TS-80 TS-50 Exterior Intermedio Interior0,05 17,4 15,6 16,9 17,3 17,5 17,70,15 17,3 17,3 17 16,2 17 16,80,3 17,1 17,4 16,3 15,9 16,8 16,2
PEC-75 TS-80 TS-50 Exterior Intermedio Interior0,05 16,4 16,5 16,4 16,2 15,9 16,50,15 16,5 16,2 15,8 16,3 16,7 16,60,3 15,9 15,8 15,7 14,8 14,9 15,3 *
Valor de la humedad (%) con SUCIÓN TOTAL=20 MPaSuelo eliminado al enrasar Pastilla al final del ensayo
Las muestras marcadas con (*) indican que se equilibraron durante 90 días
Pastilla al final del ensayo
Valor de la humedad (%) con SUCIÓN TOTAL=8 MPaSuelo eliminado al enrasar Pastilla al final del ensayo
Sobrecarga(MPa)
Sobrecarga(MPa)
Sobrecarga(MPa)
Suelo eliminado al enrasarValor de la humedad (%) con SUCIÓN TOTAL=2 MPa
Pastilla al final del ensayoSobrecarga(MPa)
Valor de la humedad (%) con SUCIÓN TOTAL=4 MPaSuelo eliminado al enrasar
0,25 0,5 2,5 5 20 40 8015
20
25
30
35
40
0,01 0,1 1 10 100Succión (MPa)
Hum
edad
(%)
Succión inicialMatricialMatricial (0,3 MPa de sobrecarga)Sobrecarga=0,05 MPaSobrecarga=0,15 MPaSobrecarga=0,3 MPaTotal
Figura 7.13. Curva característica del suelo, con los datos de humedad de muestras
ensayadas a fricción con succión total controlada.
227
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 260
7.3.2. Curvas de fricción
Las Figuras 7.14 a 7.17 muestran las curvas tensión tangencial-desplazamiento
en el plano de contacto (interfaz) entre el suelo y el geotextil TS-50, sometidos
respectivamente, a las succiones totales de 2, 4, 8 y 20 MPa. Las Figuras 7.18 a 7.21
muestran las mismas curvas, pero para el caso del geotextil TS-80. Finalmente, las
Figuras 7.22 a 7.25 representan esas mismas curvas, pero para el geotextil PEC-75.
Las muestras de suelo tienen una altura de 22 mm al ensayarlas con el TS-50, de 20
mm con el TS-80 y de 18 mm con el PEC-75. Aunque en los ensayos de puesta a
punto ya se comprobó la nula afección de la reutilización de muestras, la
interpretación de todos los ensayos (Cap. 9) conduce a la misma conclusión.
En general, las curvas de mayor tensión vertical (0,3 MPa) manifiestan un valor
pico claro, mientras que en las de menor tensión vertical (0,05 MPa) parece menos
acusado. También se aprecia que, como pauta general, cuanto mayor es la presión
vertical, mayor desplazamiento del carro se necesita para alcanzar la máxima
movilización de la fricción en el plano de contacto.
7.3.3. Envolventes de fricción
Con arreglo a los resultados del apartado anterior, las Tablas 7.3 a 7.5 recogen,
para los 3 geotextiles, los valores de las tensiones tangenciales máximas (τmax)
registradas para cada una de las sobrecargas verticales (σv) en las diferentes succiones
MPa.
Los tres pares de puntos (τmax; σv) de cada succión total representados en un
plano de Mohr, definen la envolvente de resistencia del plano de contacto, que, como
se verá, se ajusta muy bien a una recta. Como se vio en el Apartado 4.3.3, la tensión
tangencial máxima puede expresarse como:
av ctg +⋅= 'max δστ
donde:
maxτ ≡ tensión tangencial máxima generada en el plano de contacto
vσ ≡ sobrecarga vertical
'δ ≡ ángulo de fricción en el plano de contacto
ac ≡ adherencia en el plano de contacto.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Succ. Total =2 MPa
Figura 7.14. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 2 MPa.
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Succ. Total =4 MPa
Figura 7.15. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 4 MPa.
229
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Succ. Total =8 MPa
Figura 7.16. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 8 MPa.
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Succ. Total =20 MPa
Figura 7.17. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50, succión de 20 MPa.
230
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Succ. Total =2 MPa
Figura 7.18. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 2 MPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Succ. Total =4 MPa
Figura 7.19. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 4 MPa.
231
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Succ. Total =8 MPa
Figura 7.20. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión 8 MPa.
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Succ. Total =20 MPa
Figura 7.21. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80, succión de 20 MPa.
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Desplazamiento horizontal (mm)
Tans
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Succ. Total =2 MPa
Figura 7.22. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 2 MPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Succ. Total =4 MPa
Figura 7.23. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 4 MPa.
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Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Succ. Total =8 MPa
Figura 7.24. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 8 MPa.
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120
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160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Succ. Total =20 MPa
Figura 7.25. Curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75, succión de 20MPa
234
Page 267
Tabla 7.3. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil TS-50.
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 24,3 88,2 167,2 τ (kPa) 27,300 90,3 175,9
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,5618 0 0,9985 0,5885 0 0,9996
δ'= 29,3 δ'= 30,5
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 34,4 92,6 187,6 τ (kPa) 37,000 94,6 191,5
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,6251 0 0,9997 0,6390 0 0,9995
δ'= 32,0 δ'= 32,6
Succión Total= 20 MPaSucción Total= 8 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
GEOTEXTIL TS-50
Succión Total= 2 MPa
Recta envolvente
Succión Total= 4 MPa
Recta envolvente
Tabla 7.4. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil TS-80.
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 27,5 91,1 168,8 τ (kPa) 28 88,1 180,2
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,5711 0 0,9984 0,5972 0 1,0000
δ'= 29,7 δ'= 30,8
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 34,4 92,6 187,6 τ (kPa) 35,1 95,1 196,9
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,6251 0 0,9997 0,65295652 0 0,9995
δ'= 32,0 δ'= 33,1
GEOTEXTIL TS-80
Succión Total= 2 MPa
Recta envolvente
Succión Total= 4 MPa
Recta envolvente
Succión Total= 20 MPaSucción Total= 8 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
235
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 268
Tabla 7.5. Síntesis de los resultados de fricción con succión total; Geotextil PEC-75.
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 33,1 94,1 171,4 τ (kPa) 37 95,4 189,7
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,5843 0 0,9989 0,6354 0 0,9998
δ'= 30,3 δ'= 32,4
σv 50 150 300 σv 50 150 300τ (kPa) 34,2 91,1 202,9 τ (kPa) 36,1 110,1 198
tg δ' ca R2 tg δ' ca R2
0,6630 0 0,9975 0,6758 0 0,9979
δ'= 33,5 δ'= 34,1
Succión Total= 20 MPaSucción Total= 8 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
GEOTEXTIL PEC-75
Succión Total= 2 MPa
Recta envolvente
Succión Total= 4 MPa
Recta envolvente
Al desmontar los equipos se constató que entre el suelo y el geotextil no se había
desarrollado adherencia, por lo que pudo asumirse que:
ac = 0
Asimismo, al ajustar la recta envolvente de los 3 pares de puntos mediante
mínimos cuadrados imponiendo que ésta pasara por el origen de coordenadas, se
obtuvo un coeficiente de correlación (R2) realmente satisfactorio, siendo en todos los
casos R2 > 0,99, notablemente superiores a los obtenidos, por ejemplo, por Seraphim y
Zagatto Penha (2000). Esta circunstancia respalda las evidencias experimentales sobre
la ausencia de adherencia en la “interfaz”. No ha de sorprender esta ausencia de
adherencia en la “interfaz”, puesto que entre ambos materiales existe un elevadísimo
salto de porometría. Esta argumentación se amplía en el Capítulo 9.
Aun cuando el coeficiente de correlación obtenido al representar los resultados
con una recta en un plano de Mohr mediante mínimos cuadrados (Tablas 7.3 a 7.5 y
8.5 a 8.10) ha sido realmente elevado (R2>0,99), esto no tiene por qué invalidar las
tesis de Giroud et al (1993), que propugna una envolvente curva (Ap. 4.3.5), pues
fundamentalmente se refiere a rangos de tensiones muy moderadas (<50 kPa).
236
Page 269
Como se aprecia en las Tablas 7.3 a 7.5, el ángulo de fricción ( 'δ ) aumenta
monótonamente con la succión total. En las Figuras 7.26 a 7.28 se muestran,
respectivamente, las envolventes de los geotextiles TS-50, TS-80 y PEC-75, para los
diferentes valores de succión total. En la Figura 7.29 se ha representado el valor del
ángulo de fricción pico en función de la succión total impuesta y en la Figura 7.30, en
función de la humedad media de las muestras.
En el Capítulo 9 se hace una interpretación conjunta de los resultados de fricción
con este equipo y con los del equipo con control de la succión matricial.
Tras analizar las curvas de fricción (Fig. 7.14 a 7.25) no puede afirmarse que se
haya alcanzado en todas ellas la resistencia residual. De hecho, al tratar de trazar la
envolvente de fricción para los valores de la máxima deformación, el coeficiente de
correlación disminuye al entorno de R2 ≈ 0,95 y no se puede ser concluyente sobre los
resultados obtenidos.
50 100 150 200 250 300
50
100
150
200
Succión total= 20 MPa; δ' = 32.6º
Succión total= 8 MPa ; ' = 32.0ºδSucción total= 4 MPa ; ' = 30.5ºδSucción total= 2 MPa; ' = 29.3ºδ
Tensión vertical (kPa) σV
τEs
fuer
zo ta
ngen
cial
Max
.,
(k
Pa )
N
TS-50
Figura 7.26. Envolventes de resistencia del TS-50. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
237
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 270
Esfu
erzo
tang
enci
al M
ax.,
(kPa
)
100
50
τ
150
N
200
Tensión vertical (kPa)
15050 100 200
σV
250 300
Succión total= 2 MPa;
Succión total= 4 MPa ;
Succión total= 8 MPa ;
Succión total= 20 MPa;
TS-80
δ' = 32.0º
' = 30.8º
' = 29.7ºδδ
' = 33.1ºδ
Figura 7.27. Envolventes de resistencia del TS-80. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
100
Esfu
erzo
tang
enci
al M
ax.,
(kPa
)
50
τ
150
N
200
150
Tensión vertical (kPa)
50 100 200
σV
250 300
Succión total= 20 MPa;
Succión total= 2 MPa;
Succión total= 4 MPa ;
Succión total= 8 MPa ;δδδδ
PEC-75
' = 34.1º
' = 33.5º
' = 32.4º
' = 30.3º
Figura 7.28. Envolventes de resistencia, PEC-75. Succión total de 2, 4, 8 y 20 MPa.
238
Page 271
2
4
8
20
50
35º34º33º32º31º30º29º1
10
100
Ángulo de fricción pico (δ)
Succ
ión
tota
l (M
Pa)
PEC-75TS-80TS-50
Figura 7.29. Relación entre el ángulo de fricción pico y la succión total.
29º 30º 31º 32º 33º 34º 35º15
16
17
18
19
20
21
22
Ángulo de fricción pico (δ)
Hum
edad
med
ia (%
)
PEC 75TS-80TS-50
Figura 7.30. Relación entre el ángulo de fricción pico y la humedad media de las muestras.
239
Capítulo 7. Ensayos fricción; succión total
Page 273
8. ENSAYOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
8.1. Ensayos de “rotura capilar”
Uno de los inconvenientes de la técnica de traslación de ejes para establecer la
succión en el conjunto suelo-geotextil reside en que, al tener que interponer el
geotextil entre la fuente de succión (membrana o disco cerámico) y el suelo, se pierde
la continuidad de la fase líquida, con la consiguiente ralentización del proceso de
equilibrio: debido a la estructura de poros tan abierta del geotextil, si éste se coloca
seco, el agua sólo puede empezar a desplazarse por él a través de la fase vapor. Este
inconveniente aparecería igualmente con la técnica osmótica, con la que también se
pueden establecer succiones en un rango muy amplio.
Dicho inconveniente está ligado al fenómeno de “rotura capilar”, que se estudió
en el Apartado 4.5.6, y está asociado a la gran reducción de la permeabilidad en los
materiales muy porosos en tanto se mantenga una mínima succión (véase Fig. 4.49).
Para valorar en qué medida este fenómeno demoraría los periodos de equilibrio
en este equipo de fricción, se llevó a cabo una serie de ensayos que se denominaron de
“rotura capilar”. Para ello se emplearon 4 células de presión con diferentes succiones
(0,025; 0,1; 0,5 y 1 MPa). En la base de cada una de ellas se colocó un geotextil, y
sobre éste, una muestra de suelo a las condiciones PN. Para favorecer el contacto,
sobre la muestra de suelo se colocó una pequeña pesa. Lógicamente, el frente de
humectación proviene de la base de la célula, donde se encuentra la membrana de
celulosa. Como quiera que el espesor del geotextil es un factor muy influyente en la
tasa de aumento de la humedad en la muestra de suelo, además de los geotextiles TS-
50 y TS-80, los ensayos de “rotura capilar” se completaron con el geotextil TS-20, de
1,0 mm de espesor, y el F-80, que es un geotextil grueso, de doble capa y 6,5 mm de
espesor (véase la Tabla 6.15).
El ensayo consistió en determinar la ganancia de humedad en el suelo con el
tiempo en las 4 células de presión, lo que obligaba a desmontar periódicamente para
pesar la muestra de suelo.
241
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 274
Para comparar la ralentización que supone el interponer un geotextil, se tomaron
como referencia los resultados de la Figura 6.20, que representa el aumento de
humedad de la muestra de suelo en contacto directo con la membrana. En las Figuras
8.1 a 8.4 se integran aquellos resultados con los obtenidos en los ensayos de rotura
capilar al emplear, respectivamente, el geotextil TS-20, el TS-50, el TS-80 y el F-80.
Dichos resultados prueban la gran ralentización que supone colocar el geotextil y,
como era de prever, se corrobora que la ralentización es tanto más acusada cuanto
mayor es el espesor. Así, en la Figura 8.5 se han reagrupado las curvas de evolución
de la humedad de los 4 geotextiles, tanto para la succión de 0,025 MPa como de 0,5
MPa. En dicha figura, a modo de referencia, también se han incluido las curvas de
evolución de la humedad sin interposición de geotextil. Si las curvas de los diversos
geotextiles se extrapolaran tentativamente hasta su humedad de equilibrio, la
ralentización del equilibrio que supone la interposición de los geotextiles podrían
cifrarse entre 10 y 100 veces, según el geotextil que se considere.
A tenor de los resultados anteriores, y en aras de evitar demoras en la fase
experimental, se planteó la posibilidad de reutilizar muestras.
En consecuencia, los ensayos de “rotura capilar” que se han ideado, también
pueden emplearse para valorar de modo sencillo la bondad de un geotextil como
“barrera capilar” (Ap. 4.5.6). Además, con los resultados de este ensayo, con y sin
geotextil, y con la ayuda de un código numérico que admita tanto el cálculo en
régimen transitorio como con flujo en condiciones no saturadas, se podría estimar
retrospectivamente las funciones de permeabilidad del suelo y del geotextil.
8.2. Ejecución de los ensayos de fricción
En este apartado se describe el procedimiento de montaje de los ensayos de
fricción con control de la succión matricial. Asimismo, el Apéndice 7 recoge en
fotografías la sucesión de pasos para montar el ensayo, que se describe a continuación.
242
Page 275
40 d
ías
30 d
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15 d
ías
10 d
ías
7 dí
as
5 dí
as
3 dí
as
24 h
oras
Inic
ial22
24
26
28
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32
34
36
38
40
Hum
edad
(%)
Succión=0.025 MPaSucción=0.1 MPaSucción=0.5 MPaSucción=1 MPaSucción=0.025 MPa (con TS-20)Succión=0.1 MPa (con TS-20)Succión=0.5 MPa (con TS-20)Succión=1 MPa (con TS-20)
Figura 8.1. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con el geotextil TS-20.
Inic
ial
24 h
oras
3 dí
as
5 dí
as
7 dí
as
10 d
ías
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ías
22
24
26
28
30
32
34
36
38
40
Hum
edad
(%)
Succión= 0.025 MPaSucción=0.1 MPaSucción=0.5 MPaSucción=1 MPaSucción=0.025 MPa (con TS-50)Succión=0.1 MPa (con TS-50)Succión=0.5 MPa (con TS-50)Succión=1 MPa (con TS-50)
Figura 8.2. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con el geotextil TS-50.
243
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 276
40 d
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as
5 dí
as
3 dí
as
24 h
oras
Inic
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24
26
28
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32
34
36
38
40H
umed
ad (%
)
Succión=0.025 MPaSucción=0.1 MPaSucción=0.5 MPaSucción=1 MPaSucción=0.025 MPa (con TS-80)Succión=0.1 MPa (con TS-80)Succión=0.5 MPa (con TS-80)Succión=1 MPa (con TS-80)
Figura 8.3. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con el geotextil TS-80.
40 d
ías
30 d
ías
15 d
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3 dí
as
24 h
oras
Inic
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24
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30
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34
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38
40
Hum
edad
(%)
Succión=0.025 MPaSucción=0.1 MPaSucción=0.5 MPaSucción=1 MPaSucción=0.025 MPa (con F-80)Succión=0.1 MPa (con F-80)Succión=0.5 MPa (con F-80)Succión=1 MPa (con F-80)
Figura 8.4. Ensayos de rotura capilar; Evolución de la humedad del suelo con el geotextil F-80.
244
Page 277
40 d
ías
30 d
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15 d
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7 dí
as
5 dí
as
3 dí
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Inic
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26
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Hum
edad
(%)
Succión=0.025 MPaSucción=0.5 MPaSucción=0.025 MPa (con TS-20)Succión=0.025 MPa (con TS-50Succión=0.025 MPa (con TS-80)Succión=0.025 MPa (con F-80)Succión=0.5 MPa (con TS-20)Succión=0.5 MPa (con TS-50)Succión=0.5 MPa (con TS-80)Succión=0.5 MPa (con F-80)
Figura 8.5. Ensayos de rotura capilar; Comparación entre los geotextiles ensayados, para las
succiones matriciales de 0,025 y 0,5 MPa.
8.2.1. Preparación del equipo
En primer lugar, antes de cada ensayo han de lubricarse los pistones de empuje y
comprobar que deslizan suavemente. Por otra parte, la piedra porosa debe mantenerse
sumergida en agua desaireada hasta el momento de instalarla en el carro. En cuanto a
la membrana semi-permeable de celulosa, debe sumergirse en agua durante unos 15
minutos aproximadamente antes de proceder a recortarla a las dimensiones correctas
sobre la piedra porosa, ya que este tipo de material, al saturarse, aumenta su superficie
de manera anisotrópica.
Una vez encajada la piedra porosa en el carro, se coloca la membrana sobre ella
e inmediatamente después se sitúa la placa anular inferior. Seguidamente, se punzona
la membrana en las perforaciones donde se enroscarán los tornillos para fijarla al
carro. Una vez montada la membrana, ha de mantenerse mojada hasta que se vaya a
colocar la muestra de geotextil. En caso contrario, se desecaría y podría agrietarse.
245
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 278
A menos que la presión de nitrógeno que se vaya a aplicar sea muy baja, es
recomendable colocar entre la membrana y la piedra porosa un papel de filtro circular
que acomode las irregularidades de la piedra y reduzca las posibilidades de
punzonamiento.
8.2.2. Preparación del geotextil
Antes de comenzar la campaña de ensayos de fricción, han de tomarse muestras
cuadradas de geotextil de un tamaño tal que inscriba holgadamente el diámetro del
carro (150 mm). En todas las muestras, tomadas de un mismo paño, ha de marcarse la
orientación de la dirección de fabricación, todas ellas en la misma cara (Fig. 8.6).
Muestra inicial del geotextil
Dirección de fabricación
Cara a ensayar
Trazo de rotulador
Figura 8.6. Toma de muestras de un mismo paño de geotextil, marcando la orientación.
En primer lugar, se coloca la placa anular superior sobre la muestra de geotextil,
que, a modo de plantilla, facilita la perforación de los 12 orificios mediante aplicación
de calor con la punta de un soldador convencional. Después de secar la superficie de la
membrana con papel absorbente, se sitúa el geotextil sobre la placa anular inferior. Ha
de tenerse la precaución de alinear la dirección de fabricación del geotextil con el
sentido de avance del carro. Por último, se acopla la placa superior y se recorta la parte
del geotextil externa sobrante.
8.2.3. Preparación del suelo
El amasado y compactación del suelo es muy similar a la descrita en el Apartado
7.2.3, pero sin el empleo de tiras de papel de filtro. Una vez compactado el suelo, se
246
Page 279
sitúa el marco metálico con el suelo sobre el geotextil, previamente montado. La
patilla del marco ha de colocarse de un modo tal que haga tope con la pared de la
célula y cuyo eje quede alineado con el pistón horizontal de empuje. Por su parte, el
carro ha de situarse lo más próximo al orificio del pistón de empuje, a efectos de
garantizar un desplazamiento relativo total de al menos 12 mm.
A continuación, se coloca la placa porosa de bronce y la placa de reparto. Por
último, se coloca la tapa de la célula exterior, se atornilla y se coloca en yugo.
8.2.4. Etapa de equilibrio: Trayectoria 1 y Trayectoria 2
Para solventar los inconvenientes ligados a la rotura capilar (Ap. 8.1), tras varios
ensayos preliminares, se decidió reutilizar muestras de suelo. Así, se optó por realizar
fases previas de equilibrio de suelo sin geotextil, garantizándose el contacto directo
con la membrana de celulosa. Al igual que en los ensayos con el equipo de succión
total, se fabricaron muestras de 22 mm de altura, y cada muestra equilibrada a una
succión y una sobrecarga concreta se ensayo sucesivamente con los 3 geotextiles
(primero el TS-50, luego el TS-80 y finalmente el PEC-75). Después de cada ensayo
de fricción, la muestra ensayada se desencajaba unos 2 mm y con ayuda de un cuchillo
enrasador se retiraba esta película de suelo, a fin de que en el ensayo siguiente el suelo
en contacto no estuviera alterado.
A diferencia de los ensayos con control de la succión total, las succiones a las
que se expone al suelo con este equipo son menores a su succión inicial y puede dar
lugar a variaciones de humedad muy notables. Es más, el orden de aplicación de la
sobrecarga y de la succión condiciona mucho los resultados. Puesto que la succión y la
sobrecarga mecánica son de diferente naturaleza y con diferentes efectos, las tensiones
que una y otra generan no pueden sumarse algebraicamente (Ap. 3.4).
En consecuencia, se plantearon 2 modos de aplicación de la succión y la
sobrecarga vertical, previos a la etapa de fricción.
El primer modo, que se denominará Trayectoria 1, consiste en montar la muestra
del suelo en el equipo en las condiciones iniciales y aplicar la succión presurizando
247
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 280
con nitrógeno e inmediatamente después, aplicar la sobrecarga vertical a través del
colgadero. Se entiende que la muestra estará próxima al equilibrio cuando los
movimientos verticales medidos con el transductor se estabilicen. En este caso se
consideró suficiente un periodo de equilibrio de 12 días. Con esta modalidad se
llevaron a cabo ensayos de fricción con succiones matriciales de 5 kPa, 25 kPa, 0,1
MPa, 0,5 MPa y 1 MPa.
El segundo modo, denominado Trayectoria 2, consiste en someter a la muestra
primero a la succión prevista y, una vez alcanzado el equilibrio, aplicar la sobrecarga
vertical. Para esta Trayectoria, se fijaron 12 días para el equilibrio de la succión más 9
días para la sobrecarga. En este caso, se hicieron ensayos con succiones de 5 kPa, 25
kPa y 0,1 MPa, entendiendo que con succiones mayores las variaciones de uno u otro
procedimiento serían poco perceptibles, por la moderada variación de la humedad.
Durante la etapa de equilibrio el transductor de desplazamiento registra los
movimientos verticales del suelo. Periódicamente se han de reponer las pérdidas de
presión de nitrógeno y hacer circular agua a su través para evacuar burbujas.
8.2.5. Etapa de fricción
Una vez equilibrada cada muestra de suelo, el equipo se desmontaba, se protegía
de la pérdida de humedad, se colocaba la muestra correspondiente de geotextil y se
volvía a montar el equipo. Antes de iniciar el ensayo de fricción se dejaba el conjunto
reequilibrar durante 4 días. Básicamente, durante este periodo se restituye el estado de
solicitación del suelo y el geotextil se comprime y toma algo de agua.
La velocidad de desplazamiento del pistón que empuja el carro con el geotextil
fue de 0,015 mm/min, unas 4 veces menor que en los ensayos con succión total, pues
el grado de saturación del suelo es mayor. La elección de dicha velocidad se apoyó en
los ensayos preliminares realizados con el equipo de succión total y en valores
recopilados en la literatura técnica (Fredlund y Rahardjo, 1993). También se tuvo en
cuenta que, a efectos de cambios locales de succión, es menos crítico en una interfaz
entre un medio poroso (geotextil) y un suelo, que en la banda donde se produce el
corte cuando se ensaya un suelo.
248
Page 281
8.3. Resultados de los ensayos de fricción
8.3.1. Etapa de equilibrio
En las Tablas 8.1 y 8.2 se recogen los resultados de la deformación vertical, del
índice de huecos y del grado de saturación alcanzados en la etapa de equilibrio, en la
Trayectoria 1 y en la Trayectoria 2, respectivamente. Adicionalmente, se han incluido
los valores medios de las diferentes determinaciones de humedad obtenidas al final de
cada ensayo.
En la Figura 8.7 se muestra la evolución de los asientos o hinchamientos de las
muestras sometidas a la Trayectoria 1, sometidas a equilibrio con 5 kPa, 25 kPa, 0,1
MPa y 0,5 MPa y 1 MPa de succión matricial. En la Figura 8.8 se muestra la evolución
de los asientos o hinchamientos de las muestras sometidas a la Trayectoria 2,
sometidas a equilibrio con 5 kPa, 25 kPa y 0,1 MPa de succión matricial. Como era de
esperar, la densidad seca de equilibrio de la muestra, a iguales valores de succión y
sobrecarga, es notablemente mayor en la Trayectoria 2. En la Figura 8.9 se comparan
las deformaciones verticales (asientos o hinchamientos) de las muestras sometidas a
una y otra trayectoria.
En las Tablas 8.3 y 8.4 se presentan, respectivamente para la Trayectoria 1 y la
Trayectoria 2, las diferentes determinaciones de humedad de cada muestra: las
correspondientes a las láminas de suelo en contacto con el geotextil retiradas tras cada
ensayo, y las de diferentes zonas de la muestra al final del último ensayo. A la vista de
los resultados, se concluye que, tanto en las 15 muestras empleadas en la Trayectoria 1
como en las 9 en la Trayectoria 2, la distribución de humedades puede calificarse de
homogénea. Por otra parte, en las Figuras 8.10 y 8.11 se representan las humedades
medias de las Tablas 8.3 y 8.4 con la curva característica del suelo, incluyendo la
determinación de esta curva bajo 0,3 MPa (véase Fig. 6.21). De nuevo, se observa
consistencia entre las humedades de equilibrio de la curva característica y las
determinadas al final de estos ensayos de fricción. Se sigue, pues, que el periodo de
equilibrio de las muestras fue suficiente. En particular, para la Trayectoria 2 se aprecia
que las humedades de equilibrio, en relación a las curvas características del suelo y a
los resultados de la Trayectoria 1, son mayores para un mismo valor de la succión.
Esto es debido a la diferente secuencia de aplicación de las solicitaciones.
249
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 282
Tabla 8.1. Trayectoria 1; Estado de las muestras de suelo al final del equilibrio y humedad media
al final del ensayo de fricción.
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 24,3 22,9 22,7Deformación vertical (%), εv 0,30 1,00 3,85Índice de huecos, e 0,87 0,86 0,80Grado de saturación (%), SR 76,0 72,7 76,9
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 24,8 23,1 22,9Deformación vertical (%), εv -0,22 0,87 3,40Índice de huecos, e 0,88 0,86 0,83Grado de saturación (%), SR 76,7 73,2 76,8
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 29,1 28,4 25,7Deformación vertical (%), εv -3,06 0,22 1,35Índice de huecos, e 0,93 0,87 0,85Grado de saturación (%), SR 84,9 88,7 82,3
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 33,2 31,2 29,8Deformación vertical (%), εv -3,79 -1,23 1,25Índice de huecos, e 0,95 0,90 0,85Grado de saturación (%), SR 95,5 94,5 95,2
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 36,2 32,1 30,1Deformación vertical (%), εv -6,28 -1,36 1,13Índice de huecos, e 0,99 0,90 0,85Grado de saturación (%), SR 99,2 97,0 95,9
Succión matricial=1 MPa
Succión matricial=0,005 MPa
Succión matricial=0,5 MPa
Succión matricial=0,025 Mpa
Succión matricial=0,1 MPa
250
Page 283
Tabla 8.2. Trayectoria 2; Estado de las muestras de suelo al final del equilibrio y humedad media
al final del ensayo de fricción.
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 31,2 31,1 29,5Deformación vertical (%), εv -3,41 -1,94 -0,20Índice de huecos, e 0,94 0,91 0,88Grado de saturación (%), SR 90,4 92,8 91,3
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 35,6 33,1 32,4Deformación vertical (%), εv -5,26 -3,60 -0,47Índice de huecos, e 0,97 0,94 0,88Grado de saturación (%), SR 99,4 95,5 99,7
Sobrecargas (MPa) 0,05 0,15 0,30Humedad final, wf (%) 38,4 35,7 34,1Deformación vertical (%), εv -7,80 -4,90 -1,40Índice de huecos, e 1,02 0,97 0,90Grado de saturación (%), SR "102,3" "100,4" "103,0"
Succión matricial=0,005 MPa
Succión matricial=0,025 MPa
Succión matricial=0,1 MPa
251
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 284
Figura 8.7. Trayectoria 1; Evolución de la deformación de las muestras equilibradas con
sobrecarga vertical y succiones de 5 kPa, 25 kPa, 0,1 MPa, 0,5 MPa y 1 MPa.
252
Page 285
Figura 8.8. Trayectoria 2; Evolución de la deformación de las muestras equilibradas con
sobrecarga vertical y succiones de 5 kPa, 25 kPa y 0,1 MPa.
253
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 286
0.005
0.025
0.5
0.001
0.01
0.1
1
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4
Succ
ión
mat
ricia
l (M
Pa)
Carga vertical=0,05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.3 MPa
Hinchamientos (%) Asientos (%)
TRAYECTORIA 1
0.005
0.025
0.5
0.001
0.01
0.1
1
-8 -7 -6 -5 -4 -3 -2 -1 0 1 2 3 4
Deformación vertical (%)
Succ
ión
mat
ricia
l (M
Pa)
Carga vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.3 MPa
Hinchamientos (%) Asientos (%)
TRAYECTORIA-2
Figura 8.9. Deformación vertical de las muestras tras la fase de equilibrio; Trayectoria 1 (arriba)
y Trayectoria 2 (abajo).
254
Page 287
Tabla 8.3. Trayectoria 1; Diferentes determinaciones de la humedad en las muestras equilibradas
con succión matricial y sobrecarga vertical.
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 24,3 24,0 24,3 23,8 23,7 23,9 23,50,15 22,9 22,4 21,7 22,1 21,9 21,7 21,30,3 22,7 21,3 21,9 22,3 23,4 21,9 22,0
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 24,8 24,3 24,1 24,6 24,6 24,5 24,90,15 23,1 23,4 23,0 22,9 23,4 23,1 23,20,3 22,9 23,1 23,5 23,2 23,4 23,5 23,0
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 29,1 28,7 28,6 28,7 29,1 28,9 29,30,15 28,4 28,5 28,3 28,0 27,6 27,9 28,10,3 25,7 25,3 25,4 26,0 26,3 26,3 25,8
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 33,2 33,3 33,1 33,1 33,2 33,4 33,00,15 31,2 31,0 31,3 31,2 29,8 31,4 31,20,3 29,8 30,1 29,7 29,6 30,0 29,6 29,6
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 36,2 36,1 35,4 35,6 35,4 35,2 35,50,15 32,1 31,6 31,5 31,4 31,2 31,0 31,10,3 30,1 30,0 30,1 29,7 29,7 30,2 29,4
σv
(MPa)
σv
(MPa)
σv
(MPa)
σv
(MPa)Zona del suelo en contacto Pastilla al final del ensayo
Pastilla al final del ensayoHUMEDAD (%); (CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,1 MPa)
Pastilla al final del ensayoZona del suelo en contactoHUMEDAD (%); (CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,5 MPa)
HUMEDAD (%); (CON SUCCIÓN MATRICIAL = 1 MPa)
σv
(MPa)
Pastilla al final del ensayo
Zona del suelo en contacto
HUMEDAD (%); (CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,025 MPa)Zona del suelo en contacto
HUMEDAD (%); (CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,005 MPa)Zona del suelo en contacto
Pastilla al final del ensayo
255
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 288
Tabla 8.4. Trayectoria 2; Diferentes determinaciones de la humedad en las muestras equilibradas
con succión matricial y sobrecarga vertical.
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 31,2 31,2 30,8 31,0 31,5 30,7 30,40,15 31,1 30,5 28,6 30,1 30,1 29,7 29,60,3 29,5 29,0 29,2 28,9 28,4 28,7 28,8
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 35,6 35,4 34,4 35,8 35,0 35,2 34,90,15 33,1 32,6 32,2 32,4 31,9 31,8 32,00,3 32,4 31,7 31,9 31,4 31,7 31,8 32,1
Sin Geotxt. PEC-75 TS-80 TS-50 Inferior Media Superior0,05 38,4 37,9 38,2 37,3 38,2 38,1 37,80,15 35,7 35,2 35,4 35,1 35,7 35,2 35,50,3 34,1 33,2 34,4 34,0 33,8 34,2 33,5
σv
(MPa)
σv
(MPa)
σv
(MPa)Pastilla al final del ensayo
HUMEDAD (%); CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,1 MPa
Pastilla al final del ensayo
Zona del suelo en contacto
HUMEDAD (%); CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,025 MPaZona del suelo en contacto
HUMEDAD (%); CON SUCCIÓN MATRICIAL = 0,005 MPaZona del suelo en contacto
Pastilla al final del ensayo
256
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0,005 0,025 0,515
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0,001 0,01 0,1 1 10Succión (MPa)
Hum
edad
(%)
MatricialTotalMatricial (0,3 MPa de sobrecarga )Sobrecarga=0,05 MPaSobrecarga=0,15 MPaSobrecarga=0,3 MPa
TRAYECTORIA-1
Figura 8.10. Trayectoria 1; Comparación entre las humedades medias de las muestras
equilibradas y las curvas características del suelo.
0,005 0,025 0,05 0,515
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0,001 0,01 0,1 1 10
Succión (MPa)
Hum
edad
(%)
Matricial
Total
Matricial (0,3 MPa de sobrecarga)
Sobrecarga=0,05 MPa
Sobrecarga=0,15 MPa
Sobrecarga=0,3 MPa
TRAYECTORIA-2
Figura 8.11. Trayectoria 2; Comparación entre las humedades medias de las muestras
equilibradas y las curvas características del suelo.
257
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 290
8.3.2. Curvas de fricción
En las Figuras 8.12 a 8.35 se muestran sucesivamente para la Trayectoria 1 y la
2, las curvas tensión tangencial-desplazamiento obtenidas en la interfaz entre el suelo
y el geotextil TS-50, el geotextil TS-80 y el PEC-75, para las diferentes succiones
ensayadas. Como se ve, los valores máximos se alcanzan con desplazamientos entre 1
mm y 5 mm, tanto mayor cuanto mayor es la tensión vertical. Los movimientos
verticales, aunque se han registrado, han sido prácticamente despreciables y no se
incluyen.
8.3.3. Envolventes de fricción
La interpretación de los resultados de los ensayos anteriores permite estimar el
ángulo de fricción pico en términos coulombianos, a partir de los valores de las
tensiones tangenciales máximas (τmax) desarrolladas en la interfaz, para cada una de las
3 sobrecargas (σv) en las diferentes succiones.
A diferencia de los ensayos con control de la succión total, en este caso, al
desmontar el equipo se observó que se había desarrollado una ligera adherencia entre
el geotextil y el suelo. De hecho, en los ensayos con succiones de 0,025 MPa y 0,1
MPa, al tratar de retirar la muestra de suelo elevando el marco metálico que lo
contenía, la adherencia desarrollada en la interfaz con el geotextil, era capaz de elevar
consigo el carro durante unos segundos. Con esta apreciación cualitativa, y teniendo
en cuenta el peso del carro y el área del suelo, la tracción soportada
momentáneamente, transformada a adherencia equivalente, en el caso más extremo
podría tentativamente cifrarse en ≈ 5 kPa. Esto está asociado a que, como el suelo con
este rango de succiones se encuentra en un estado de baja consistencia, en la etapa de
equilibrio se produce cierta intrusión de la masa de suelo en la estructura del geotextil.
Para la succión más baja ensayada (5 kPa) el suelo se encuentra en un estado tan
blando que, aun cuando hay intrusión, la resistencia del suelo es realmente insuficiente
para sustentar el carro por adherencia.
Así, en la mayoría de los casos, con los niveles de succión señalados, al ajustar
mediante mínimos cuadrados la recta envolvente de los 3 pares de puntos de cada
ensayo aparecían ligeras adherencias de ese orden de magnitud. En cualquier caso,
258
Page 291
tanto por motivos prácticos, como porque no hay certeza de que la mínima adherencia
advertida al desmontar la muestra sea claramente mayor a la acumulación de errores
del propio ensayo, toda la resistencia finalmente se ha atribuido a fenómenos
puramente friccionales, y en consecuencia, el ajuste por mínimos cuadrados se repitió,
pero en este caso, imponiendo que la recta envolvente pasara por el origen de
coordenadas. En las Tablas 8.5 a 8.10, se muestran para cada geotextil, y
respectivamente para la Trayectoria 1 y Trayectoria 2, los resultados del ajuste por
mínimos cuadrados (imponiendo adherencia nula), obteniéndose el ángulo de fricción
( 'δ ) para cada ensayo. Adicionalmente, se incluyen los coeficientes de correlación
(R2) de cada regresión.
Con arreglo a los coeficientes de correlación obtenidos, muy próximos a la
unidad (R2>0,99 en todos los casos), queda patente la bondad del equipo y del
procedimiento de ensayo. Se aprecia en todas las series de ensayos un claro aumento
del ángulo de fricción con el aumento de la succión. Por otra parte, en las Figuras 8.36
a 8.41 se muestran en un plano de Mohr, para todo el rango de succiones ensayadas
con cada geotextil, las envolventes de fricción, respectivamente para los 3 geotextiles
y ambas trayectorias. En la Figura 8.42 se presentan los ángulos de fricción obtenidos
en función de la succión, para los 3 geotextiles, con valores comprendidos
aproximadamente entre 21º y 30º. No obstante, en el Capítulo 9 se analizarán
conjuntamente estos resultados y los obtenidos con el equipo con control de la succión
total.
259
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-1; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.12. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 5 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-1; Succión matricial= 25 kPa
Figura 8.13. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 25 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-1; Succión matricial=0.1 MPa
Figura 8.14. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 100 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-1; Succión matricial=0.5 MPa
Figura 8.15. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 500 kPa.
261
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-1; Succión matricial=1 MPa
Figura 8.16. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 1 MPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.17. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 5 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=25 kPa
Figura 8.18. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 25 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=0.1 MPa
Figura 8.19. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 100 kPa.
263
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=0.5 MPa
Figura 8.20. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 500 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=1 MPa
Figura 8.21. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 1 MPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-1; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.22. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 5 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-1; Succión matricial=25 kPa
Figura 8.23. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 25 kPa.
265
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-1; Succión matricial=0.1 MPa
Figura 8.24. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 100 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-1; Succión matricial=0.5 MPa
Figura 8.25. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 500 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPa
Carga vertical=0.15 MPa
Carga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-1; Succión matricial=1 MPa
Figura 8.26. Trayectoria 1; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 1 MPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-2; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.27. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 5 kPa.
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Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-2; Succión matricial=25 kPa
Figura 8.28. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 25 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Trayectoria-2; Succión matricial=0.1 MPa
Figura 8.29. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-50,
succión matricial de 100 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
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al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-2; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.30. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 5 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
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al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-2; Succión matricial=25 kPa
Figura 8.31. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 25 kPa.
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Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
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al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-2; Succión matricial=0.1 MPa
Figura 8.32. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; TS-80,
succión matricial de 100 kPa.
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0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-2; Succión matricial=5 kPa
Figura 8.33. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 5 kPa.
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100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-2; Succión matricial=25 kPa
Figura 8.34. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 25 kPa.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
PEC-75; Trayectoria-2; Succión matricial=100 kPa
Figura 8.35. Trayectoria 2; curvas tensión tangencial-desplazamiento en la interfaz; PEC-75,
succión matricial de 100 kPa.
271
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 304
Tabla 8.5. Geotextil TS-50; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 21,0 80,4 156,7 τ (kPa) 27,0 76,9 160,0
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5228 0 0,9991 0,5294 0 0,9996
δ'= 27,6 δ'= 27,9
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 36,5 82,0 164,3 τ (kPa) 31,0 78,1 166,8
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5514 0 0,9988 0,5505 0 0,9982
δ'= 28,9 δ'= 28,8
δ'=27,6σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 24,2 79,5 168,2 δ'=27,9
δ'=28,9tg δ' c' R2
0,5530 0 0,9998 δ'=28,8
δ'= 28,9 δ'=28,9
Succión Matricial=1 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,5 MPaSucción Matricial=0,1 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Succión Matricial=1 MPa
Succión Matricial=0,1 MPa
Succión Matricial=0,5 MPa
272
Page 305
Tabla 8.6. Geotextil TS-80; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 29,5 75,9 156,7 τ (kPa) 27,0 75,9 159,1
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5206 0 0,9992 0,5258 0 0,9994
δ'= 27,5 δ'= 27,7
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 32,0 83,2 161,8 τ (kPa) 31,6 77,7 164,0
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5445 0 1,0000 0,5429 0 0,9983
δ'= 28,6 δ'= 28,5
δ'=27,5σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 28,3 82,6 171,1 δ'=27,7
δ'=28,6tg δ' c' R2
0,5664 0 0,9997 δ'=28,5
δ'= 29,5 δ'=29,5
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=1 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,5 MPaSucción Matricial=0,1 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
Succión Matricial=0,025 MPa
Succión Matricial=1 MPa
Succión Matricial=0,1 MPa
Succión Matricial=0,5 MPa
273
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 306
Tabla 8.7. Geotextil PEC-75; Trayectoria 1: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 29,8 74,0 153,5 τ (kPa) 28,3 75,4 156,5
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5099 0 0,9988 0,5189 0 0,9993
δ'= 27,0 δ'= 27,4
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 42,3 80,5 167,3 τ (kPa) 32,4 80,9 166,4
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,5598 0 0,9944 0,5537 0 0,9991
δ'= 29,2 δ'= 29,0
δ'=27,0σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 24,9 86,7 175,2 δ'=27,4
δ'=29,2tg δ' c' R2
0,5810 0 0,9999 δ'=29,0
δ'= 30,2 δ'=30,2
Succión Matricial=0,025 MPa
Succión Matricial=1 MPa
Succión Matricial=0,1 MPa
Succión Matricial=0,5 MPa
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=1 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,5 MPaSucción Matricial=0,1 MPa
Recta envolvente Recta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
274
Page 307
Tabla 8.8. Geotextil TS-50; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 25,5 62,0 129,3 τ (kPa) 27,4 70,2 141,5
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,4293 0 0,9985 0,4726 0 0,9996
δ'= 23,2 δ'= 25,3
δ'=23,2σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 36,7 78,4 161,4 δ'=25,3
δ'=28,3tg δ' c' R2
0,5393 0 0,9973
δ'= 28,3
Succión Matricial=0,1 MPaRecta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
3Recta envolvente
Succión Matricial=0,1 MPaSucción Matricial=0,005 MPa
Succión Matricial=0,025 MPa
Tabla 8.9. Geotextil TS-80; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 24,3 61,5 124,6 τ (kPa) 28,6 68,8 139,8
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,4158 0 0,9995 0,4669 0 0,9990
δ'= 22,6 δ'= 25,0
δ'=22,6σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 36,2 84,6 167,2 δ'=25,0
δ'=29,3tg δ' c' R2
0,5623 0 0,9994
δ'= 29,3
Succión Matricial=0,1 MPa
Succión Matricial=0,1 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
Succión Matricial=0,025 MPa
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Recta envolvente
275
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 308
Tabla 8.10. Geotextil PEC-75; Trayectoria 2: Resultados de los ajustes de las envolventes por
mínimos cuadrados y ángulo de fricción resultante para cada succión.
σv (kPa) 50 150 300 σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 19,5 55,4 113,8 τ (kPa) 26,0 64,4 134,1
tg δ' c' R2 tg δ' c' R2
0,3776 0 0,9998 0,4451 0 0,9987
δ'= 20,7 δ'= 24,0
δ'=20,7σv (kPa) 50 150 300τ (kPa) 32,7 79,4 162,4 δ'=24,0
δ'=28,4tg δ' c' R2
0,5414 0 0,9990
δ'= 28,4
Succión Matricial=0,1 MPaRecta envolvente
Succión Matricial=0,005 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,025 MPa
Recta envolvente
Succión Matricial=0,1 MPaSucción Matricial=0,005 MPa
Succión Matricial=0,025 MPa
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
Nτ
100
150
200
Tensión vertical, (kPa)10050 150 300
Succión matricial = 5 kPa
σV
200 250
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 0.1 MPa
Succión matricial = 0.5 MPa
Succión matricial = 1 MPa
Trayec-1TS-50
' = 27.6º
' = 27.9º
' = 28.9º
' = 28.8º
' = 28.9º
δ
δ
δ
δ
δ
Figura 8.36. Geotextil TS-50; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
276
Page 309
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
Nτ
100
150
200
Tensión vertical, (kPa)10050 150 300
Succión matricial = 5 kPa
σV
200 250
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 0.1 MPa
Succión matricial = 0.5 MPa
Succión matricial = 1 MPa
Trayec-1TS-80
' = 27.5º
' = 27.7º
' = 28.6º
' = 28.5º
' = 29.5º
δ
δ
δδ
δ
Figura 8.37. Geotextil TS-80; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
Nτ
100
150
200
Tensión vertical, (kPa)10050 150 300
Succión matricial = 5 kPa
σV
200 250
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 0.1 MPa
Succión matricial = 0.5 MPa
Succión matricial = 1 MPa
Trayec-1PEC-75
' = 27.0º
' = 27.4
' = 29.2º
' = 29.0º
' = 30.2º
δ
δ
δδδ
Figura 8.38. Geotextil PEC-75; Trayectoria 1: Envolventes de fricción.
277
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 310
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
Nτ
100
150
200
Tensión vertical, (kPa)10050 150 300
Succión matricial = 5 kPa
σV
200 250
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 0.1 MPa
TS-50 Trayec-2
δ
δδ' = 25.3º
' = 23.2º
' = 28.3º
Figura 8.39. Geotextil TS-50; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
δδ
δ
Succión matricial = 0.1 MPa
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 5 kPa
Tensión vertical, (kPa)100
σ150 200 300250
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
τ N
150
100
200
50
TS-80 Trayec-2
' = 25.0º
' = 22.6º
' = 29.3º
V Figura 8.40. Geotextil TS-80; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
278
Page 311
δδ
δ
Succión matricial = 0.1 MPa
Succión matricial = 25 kPa
Succión matricial = 5 kPa
Tensión vertical, (kPa)100
σ150 200 300250
Esfu
erzo
tang
enci
al m
áxim
o,
(kPa
)
50
τ N150
100
200
50
' = 24.0º
' = 20.7º
' = 28.4º
PEC-75 Trayec-2
V Figura 8.41. Geotextil PEC-75; Trayectoria 2: Envolventes de fricción.
0,005
0,05
0,5
AEV=0,03
0,001
0,01
0,1
1
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31
Ángulo de fricción δ' (º)
Succ
ión
(MPa
)
TS-50, Tray-2TS-80, Tray-2PEC 75, Tray-2TS-50, Tray-1TS-80, Tray-1PEC 75, Tray-1
Figura 8.42. Relación entre el ángulo de fricción de los 3 geotextiles y la succión matricial.
279
Capítulo 8. Ensayos fricción; succión matricial
Page 313
9. INTERPRETACIÓN CONJUNTA DE LOS ENSAYOS DE FRICCIÓN
9.1. Comparación de las curvas de fricción de ambos equipos
Las Figuras 9.1 y 9.2 representan, respectivamente, un ejemplo de curvas de
fricción obtenidas con el equipo de succión total y con el de succión matricial, y se
han tomado como representativas del patrón de movilización de la fricción de sus
respectivos resultados, recogidos en los Apartados 7.3.2 y 8.3.2.
En las curvas procedentes del equipo con succión total pueden distinguirse los
siguientes tramos:
- Un 1er tramo subvertical, que se manifiesta en los primeros milímetros del
ensayo de fricción, que corresponde al inicio de la movilización de la
fricción generada por el movimiento relativo entre el geotextil y el carro de
acero;
- Un 2º tramo subhorizontal, con un desarrollo aproximado de entre 1 y 3
cm, que corresponde a la máxima movilización de la fricción entre el carro
y el geotextil, y durante el cual éste comienza a entrar en tracción y
aparece un pequeño deslizamiento en la mordaza;
- Un 3er tramo, donde propiamente se moviliza la fricción entre el suelo y el
geotextil hasta su valor máximo (pico);
- Un último 4º tramo, donde se ha rebasado el valor pico; fruto de la
degradación del geotextil y la reorientación de las láminas arcillosas se
reduce el esfuerzo tangencial.
Las curvas de fricción obtenidas con el equipo con succión matricial, a tenor de
la gran fijación perimetral de la muestra de geotextil y de la ligera tensión que
experimenta al acoplarse la placa anular superior, parece que prácticamente desde el
inicio corresponden a la movilización de la fricción entre el suelo y el geotextil,
siguiendo un patrón de comportamiento sin apenas tramos anómalos iniciales.
281
Capítulo 9. Interpretación conjunta de ensayos de fricción
Page 314
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
Tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga Vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-50; Succ. Total =8 MPa
1er tramo
2º tramo
3er tramo
4º tramo
Figura 9.1. Ejemplo de un ensayo de fricción con el equipo de succión total.
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Desplazamiento horizontal (mm)
Tens
ión
tang
enci
al (k
Pa)
Carga Vertical=0.05 MPaCarga vertical=0.15 MPaCarga Vertical=0.30 MPa
TS-80; Trayectoria-1; Succión matricial=1 MPa
Figura 9.2. Ejemplo de un ensayo de fricción con el equipo de succión matricial.
282
Page 315
Por último, si bien la mayoría de las curvas obtenidas con ambos equipos
tienden hacia una asíntota horizontal, en ningún caso puede afirmarse que se hayan
alcanzado valores residuales de la fricción. De hecho, se ha comprobado que, si las
envolventes de rotura se trazaran con los valores de fricción para la máxima
deformación, el coeficiente de correlación (R2) disminuiría al entorno de 0,92 a 0,96.
9.2. Variación del ángulo de fricción con la succión, la humedad y el SR
En la Figura 9.3 se representan los ángulos de fricción obtenidos en ambos
equipos con los geotextiles TS-50, TS-80 y PEC-75 en función de la succión aplicada.
Se advierte un claro aumento del ángulo de fricción en todo el rango de succiones
ensayadas, con ángulos de fricción desde 21º a 23º para las succiones menores (5 kPa)
y hasta 32º a 34º para succiones de 20 MPa.
Para analizar estos resultados ha de tenerse presente, por un lado, que en los
ensayos con succión matricial, la Trayectoria 2 obedece a un proceso de humectación
antes de la sobrecarga, la cual no se aplica hasta el equilibrio hidráulico; y por otro,
que en los ensayos que han seguido la Trayectoria 1 y en todos los ensayos con
succión total se somete a la muestra de suelo simultáneamente a la succión y a la
sobrecarga vertical. No obstante, las muestras de suelo bajo succión total siguieron una
trayectoria de desecación, en tanto que las muestras bajo la Trayectoria 1 siguen una
trayectoria de humectación. Además, como se ha constatado que la componente
osmótica puede despreciarse (Fig. 6.21), sólo es relevante el valor de la succión, con
independencia de si se aplica como succión total o matricial.
Dejando momentáneamente al margen los ensayos realizados con la Trayectoria
2, en la Figura 9.3 se intuye una ligera discordancia al tratar de casar los resultados de
uno y otro equipo. Esto se atribuye, de una parte, a la histéresis ligada al sentido de la
variación de la humedad de la muestra, y de otra parte, a la propia configuración
mecánica de los equipos de fricción. Recuérdense, de hecho, las numerosas
investigaciones (algunas muy documentadas) que subrayan la gran influencia que tiene
la configuración del propio equipo de fricción en los resultados (Ap. 4.4.1).
283
Capítulo 9. Interpretación conjunta de ensayos de fricción
Page 316
0,005
0,05
0,5
2
4
20
8
0,025
0,001
0,01
0,1
1
10
100
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35
Ángulo de fricción δ' (º)
Succ
ión
mat
ricia
l o to
tal (
MPa
)
TS-50, succión totalTS-80, succión totalPEC-75, succión totalTS-50, succión matricial,T-2TS-80, succión matricial,T-2PEC 75, succión matricial,T-2TS-50, succión matricial,T-1TS-80, succión matricial,T-1PEC 75, succión matricial,T-1
Figura 9.3. Relación entre el ángulo de fricción de los 3 geotextiles y la succión; Resultados de
los dos equipos.
En cuanto a los ensayos realizados siguiendo la Trayectoria 2, al equilibrarse a
una humedad mayor, se entiende que resulten ángulos de fricción notablemente
menores. Además, el enlace de estos resultados y los de succión total es aún más
discordante en la representación de la Figura 9.3.
Asimismo, se comprueba que los resultados de la Trayectoria 2 son consistentes
con los ensayos de resistencia del suelo saturado (ϕ’≈20º y c’≈20 kPa), que se
realizaron con una trayectoria similar: saturando inicialmente el suelo y permitiendo el
hinchamiento del suelo (en el ensayo de corte directo no fue exactamente así; véase el
Ap. 6.1.7). En efecto, al extrapolar en la Figura 9.3 los resultados de la Trayectoria 2
para una succión prácticamente nula (se tomará 1 kPa), resultaría un ángulo de fricción
δ≈19º-22º, equiparable a la resistencia del suelo saturado. Recordando que en los
ensayos de fricción realizados a las succiones más bajas el suelo experimentaba cierta
intrusión dentro de la estructura del geotextil, la interfaz desaparecía, y lo que
realmente se ensayaba era la resistencia del suelo justo en el plano donde ya no hay
intrusión, que es más débil que en un entorno con intrusión.
284
Page 317
Por otro lado, para las succiones menores ensayadas (5 y 25 kPa) el ángulo de
fricción más bajo se obtiene con el geotextil PEC-75. Esto obedece a la menor
capacidad de intrusión del suelo en este geotextil, puesto que dispone de cordones de
PET que sobresalen del geotextil “base”. De hecho, al desmontar estos ensayos, se
tuvo esa misma percepción de menor intrusión que con los otros dos geotextiles. Para
succiones elevadas, en cambio, con dicho geotextil se obtiene un ángulo de fricción
algo mayor que con los otros dos.
A la vista de la Figura 9.3 se puede extraer también la conclusión de que la
fricción movilizada con el geotextil TS-50 es sustancialmente igual que con el TS-80
en prácticamente todo el rango de succiones. Parece pues, que el ángulo de fricción
depende de la estructura de las fibras del geotextil, pero no de su espesor. Como se vio
en el Apartado 4.5, otras investigaciones con geotextiles agujeteados han llegado a
conclusiones similares (Miyamori et al, 1986; Lafleur et al, 1987; Tan et al, 1998).
Por otro lado, para separar en cierto modo la influencia de la trayectoria seguida
por el suelo antes de someterse al ensayo de fricción, puede representarse el ángulo de
fricción en función de la humedad de equilibrio del suelo. Sin embargo, ésta depende
moderadamente del nivel de sobrecarga vertical. Así, en las Figuras 9.4 a 9.6 se
muestran dichos resultados para los geotextiles TS-50, TS-80 y PEC-75,
respectivamente. Para ello, se ha considerado la media de todas las determinaciones de
humedad en cada muestra de suelo (véanse las Tablas 7.2, 8.1 y 8.2). Con esta
representación, y de nuevo dejando momentáneamente al margen los resultados de la
Trayectoria 2, se aprecia un mejor encaje de los resultados. De manera similar a
Fredlund (2002), que explica que la curva característica se interpreta mejor empleando
el grado de saturación o de la humedad volumétrica (Ap. 3.2.1), en este caso también
parece apropiado emplear estas variables para analizar la variación del ángulo de
fricción. Así, en la Figura 9.7 se muestra la relación entre el ángulo de fricción y el
grado de saturación medio de las 3 muestras ensayadas para cada succión en los 3
geotextiles. Los grados de saturación deducidos de las humedades y deformaciones del
suelo son muy similares para los 3 niveles de sobrecargas verticales establecidas y no
se aprecia una tendencia en su variación (véanse las Tablas 8.1 y 8.2). En la Figura 9.8
se representa la variación del ángulo de fricción con la humedad volumétrica, también
para los 3 geotextiles.
285
Capítulo 9. Interpretación conjunta de ensayos de fricción
Page 318
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35Ángulo de fricción (º)
Hum
edad
del
suel
o (%
)
TS-50, T-1; sigma-v=0.05 MPaTS-50, T-1; sigma-v=0.15 MPaTS-50, T-1; sigma-v=0.3 MPaTS-50, T-2; sigma-v=0.05 MPaTS-50, T-2; sigma-v=0.15 MPaTS-50, T-2; sigma-v=0.3 MPaTS-50, total; sigma-v=0.05 MPaTS-50, total; sigma-v=0.15 MPaTS-50, total; sigma-v=0.3 MPa
Figura 9.4. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil TS-50.
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35Ángulo de fricción (º)
Hum
edad
del
suel
o (%
)
TS-80, T-1; sigma-v=0.05 MPaTS-80, T-1; sigma-v=0.15 MPaTS-80, T-1; sigma-v=0.3 MPaTS-80, T-2; sigma-v=0.05 MPaTS-80, T-2; sigma-v=0.15 MPaTS-80, T-2; sigma-v=0.3 MPaTS-80, total; sigma-v=0.05 MPaTS-80, total; sigma-v=0.15 MPaTS-80, total; sigma-v=0.3 MPa
Figura 9.5. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil TS-80.
286
Page 319
14
16
18
20
22
24
26
28
30
32
34
36
38
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35Ángulo de fricción (º)
Hum
edad
del
suel
o (%
)
PEC-75, T-1; sigma-v=0.05 MPaPEC-75, T-1; sigma-v=0.15 MPaPEC-75, T-1; sigma-v=0.3 MPaPEC-75, T-2; sigma-v=0.05 MPaPEC-75, T-2; sigma-v=0.15 MPaPEC-75, T-2; sigma-v=0.3 MPaPEC-75, total; sigma-v=0.05 MPaPEC-75, total; sigma-v=0.15 MPaPEC-75, total; sigma-v=0.3 MPa
Figura 9.6. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad; geotextil PEC-75.
50
55
60
65
70
75
80
85
90
95
100
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35
Ángulo de fricción (º)
Gra
do d
e sa
tura
ción
med
io e
n el
suel
o (%
)
TS-50, T-1
TS-50, T-2
TS-50, Total
TS-80, T-1
TS-80, T-2
TS-80, Total
PEC-75, T-1
PEC-75, T-2
PEC-75, Total
Figura 9.7. Relación entre el ángulo de fricción y el grado de saturación medio.
287
Capítulo 9. Interpretación conjunta de ensayos de fricción
Page 320
0,22
0,24
0,26
0,28
0,3
0,32
0,34
0,36
0,38
0,4
0,42
0,44
0,46
0,48
0,5
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35
Ángulo de fricción, δ' (º)
Hum
edad
vol
umét
rica
( θ)
TS-50, T-1
TS-50, T-2
TS-50, Total
TS-80, T-1
TS-80, T-2
TS-80, Total
PEC-75, T-1
PEC-75, T-2
PEC-75, Total
Figura 9.8. Relación entre el ángulo de fricción y la humedad volumétrica media.
Finalmente, si se comparan las diferentes representaciones de la variación del
ángulo de fricción, se concluye que tomando la humedad volumétrica o el grado de
saturación se atenúa el efecto de la trayectoria de tensiones seguida y de la
expansividad del suelo, resultando curvas de variación del ángulo más continuas. Se
entiende que en suelos que no fueran volumétricamente inestables sería suficiente
representarlo en función de la humedad gravimétrica.
9.3. El papel de la succión en la interfaz
Ha de tenerse presente que entre los dos tipos de materiales ensayados existe una
diferencia de varios órdenes de magnitud entre sus tamaños medios de poro. Es más, la
configuración y delimitación del poro es sustancialmente diferente en ambos
materiales. De hecho, no tiene sentido asumir la continuidad de la fase líquida en la
interfaz, ni concebir que ésta desarrolla una cierta tracción, que en última instancia
diera lugar a una cohesión aparente. Más bien al contrario, la existencia del fenómeno
288
Page 321
de rotura capilar impide la continuidad de la fase líquida, incluso con succiones muy
bajas (el valor de entrada de aire del geotextil es prácticamente cero).
Al contrario que en una masa global de suelo, es razonable que en la interfaz
entre dos materiales con tamaños de poros tan diferentes (y con interacción físico-
química con el agua tan diferente) la acción de la succión como una tensión efectiva
equivalente, desaparece. En suma, el aumento del ángulo de fricción entre los dos
materiales es debido exclusivamente al aumento de la consistencia del suelo por
desecación. Únicamente si la succión es verdaderamente tan baja como para que el
suelo presente una consistencia muy blanda, podría generarse cierta intrusión de la
arcilla en el geotextil agujeteado, que a la postre, al perder definición la propia
interfaz, sí podría desarrollarse una ligera adherencia, equiparable a la cohesión del
suelo.
9.4. Reinterpretación de la eficiencia al considerar la succión
Como se ha dicho en el Apartado 9.2, la Trayectoria 2 se asemeja más que la
Trayectoria 1 a la seguida en los ensayos de resistencia del suelo. En ese sentido, si se
trata de comparar la fricción de la interfaz con la resistencia al corte del suelo para
obtener la eficiencia, en los casos donde se dispone de ambas trayectorias se ha creído
más adecuado tomar los resultados de la Trayectoria 2.
La resistencia de la interfaz, según se expuso en el Apartado 4.3.3 vale:
'int δστ tgc na ⋅+= (en este caso: 0=ac y 'δ es función de la succión)
y se ha obtenido en la fase experimental para diversos valores de la succión. La
resistencia al corte del suelo puede estimarse con la siguiente expresión (Ap. 3.5):
( ) ( ) ''' φφστ tguutguc fwafanff ⋅Θ⋅−+⋅−+=
En consecuencia, la expresión de la eficiencia ( E ) se ha generalizado, al hacerse
dependiente de la succión de ensayo, quedando formulada de la siguiente manera:
( ) '')(''int
φφσδσ
ττ
tguutguctgc
Efwafan
na
suelo ⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
==
289
Capítulo 9. Interpretación conjunta de ensayos de fricción
Page 322
donde: rs
r
θθθθ−−
=Θ (humedad volumétrica normalizada).
Para hallar la eficiencia a una determinada succión se requieren los parámetros
resistentes del suelo ( '' φyc ) en condiciones saturadas, el valor de la sobrecarga neta
( an u−σ ) y la curva característica del suelo (con la que puede obtenerse el valor de
Θ ). En la Figura 9.9 se han representado los valores de la eficiencia obtenidos en
función de la succión para los 3 niveles de tensiones y para los 3 geotextiles
empleados. En los ensayos con succiones menores al valor de entrada de aire
( 30≈bψ kPa), en los que el suelo se encuentra cuasi-saturado, las eficiencias son del
≈65 % para las sobrecargas menores y del 100% para las mayores. El hecho de que la
eficiencia se reduzca de manera muy acusada cuando la succión supera el valor de
entrada de aire no significa que la interfaz vaya perdiendo resistencia, sino que la tasa
de aumento de resistencia debido a la succión es mayor en el propio suelo que en la
interfaz.
Matricial y T-1
Matricial y T-2
Total
4000 2000080005 25 500 20000,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
1,10
1 10 100 1000 10000 100000Succión (kPa)
Efic
ienc
ia, E
TS-50 (50 kPa)TS-50 (150 kPa)TS-50 (0,3 MPa)TS-80 (50 kPa)TS-80 (150 kPa)TS-80 (0,3 MPa)PEC-75 (50 kPa)PEC-75 (150 kPa)PEC-75 (0,3 MPa)
( ) '')('int
φφσδ’σ
ττ
tguutguctgc
Efwafaf
na
suelo ⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
==
Matricial y T-1
Matricial y T-2
Total
4000 2000080005 25 500 20000,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
1,10
1 10 100 1000 10000 100000Succión (kPa)
Efic
ienc
ia, E
TS-50 (50 kPa)TS-50 (150 kPa)TS-50 (0,3 MPa)TS-80 (50 kPa)TS-80 (150 kPa)TS-80 (0,3 MPa)PEC-75 (50 kPa)PEC-75 (150 kPa)PEC-75 (0,3 MPa)
( ) '')('int
φφσδ’σ
ττ
tguutguctgc
Efwafaf
na
suelo ⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
==
Matricial y T-1
Matricial y T-2
Total
4000 2000080005 25 500 20000,00
0,10
0,20
0,30
0,40
0,50
0,60
0,70
0,80
0,90
1,00
1,10
1 10 100 1000 10000 100000Succión (kPa)
Efic
ienc
ia, E
TS-50 (50 kPa)TS-50 (150 kPa)TS-50 (0,3 MPa)TS-80 (50 kPa)TS-80 (150 kPa)TS-80 (0,3 MPa)PEC-75 (50 kPa)PEC-75 (150 kPa)PEC-75 (0,3 MPa)
( ) '')('int
φφσδ’σ
ττ
tguutguctgc
Efwafaf
na
suelo ⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
== ( ) '')('int
φφσδ’σ
ττ
tguutguctgc
Efwafaf
na
suelo ⋅Θ⋅−+⋅−+⋅+
==
Figura 9.9. Resultados de la eficiencia en los ensayos de fricción en función de la succión.
290
Page 323
10. CONCLUSIONES
Como conclusión global de este trabajo de investigación se cree que es
provechoso aunar las bases conceptuales del campo de los suelos no saturados con las
de los geotextiles no tejidos agujeteados, entendiéndose que ambos materiales son
medios porosos con cierta interacción con el agua.
En lo que respecta específicamente a la concepción y diseño de los dos equipos
de medida de la fricción con control de la succión, y con arreglo a la revisión
bibliográfica, se trata de equipos singulares y novedosos, que permiten valorar con
precisión el efecto del agua en la movilización de la fricción entre un suelo y un
geotextil. El estado de humectación del suelo puede especificarse directamente
indicando la succión impuesta o, si se hace uso de la curva característica, en términos
del grado de saturación o de la humedad (volumétrica o gravimétrica). Sólo se han
encontrado dos referencias de equipos de laboratorio con algunas similitudes: uno de
ellos consiste en un equipo de corte adaptado para fricción con un dispositivo de
registro de la succión embebido en la muestra de suelo, en la proximidad del plano de
fricción (Fleming et al, 2006); el otro consiste en una célula bipartida (ver Fig. 4.52),
que permite realizar ensayos de fricción entre dos geosintéticos con control de la
succión matricial (Hanson et al, 2001).
Hasta el momento, en la experimentación sobre el efecto de la humedad del
suelo en la fricción movilizada en la interfaz con un geosintético, al no estar la
humedad sujeta a control, se tiene como referencia la humedad de amasado y la
humedad final de la muestra, pero la muestra de suelo pierde cierta humedad a través
de la atmósfera o del geotextil (Fourie y Fabian, 1987; Seraphim y Zagatto Penha,
2000).
En cuanto a la puesta a punto de los equipos y bondad de los resultados, a la
vista de la consistencia de los resultados de los ensayos (Aps. 7.3 y 8.3) y los elevados
coeficientes de correlación de las envolventes de rotura (Tablas 7.3 a 7.5 y 8.5 a 8.10),
se valida la configuración mecánica de los equipos, la adaptación de las técnicas de
succión y el procedimiento de ensayo (tiempos de equilibrio, reutilización de muestras
291
Capítulo 10. Conclusiones
Page 324
de suelo y velocidades de corte), máxime si se tiene en cuenta que los equipos se han
puesto a prueba con un suelo que presenta la dificultad añadida de la expansividad.
Si se confrontan las ventajas e inconvenientes de los dos equipos diseñados, se
concluye que el equipo que controla la succión matricial es más versátil, pues permite
aplicar succiones prácticamente en todo el rango de interés geotécnico (de 0 a 10
MPa), con la salvedad de que no tiene en cuenta la eventual componente osmótica de
la succión. Con todo, en el Apartado 3.1.4 se argumenta la escasa repercusión de esta
componente en la mayoría de los suelos. De no ser así, o cuando se requiera realizar
ensayos a succiones verdaderamente elevadas (>8 a 10 MPa), es preciso recurrir al
equipo de fricción con control de la succión total. En particular, para el suelo ensayado
se ha constatado que la componente osmótica también puede despreciarse (Fig. 6.21).
En suma, que la succión a aplicar sea matricial o total sólo es relevante a efectos de
escoger la técnica que abarque el rango deseado.
Por último, el equipo con control de la succión matricial permite una mejor
fijación de la muestra de geotextil, lo que da lugar a curvas de tensión tangencial-
desplazamiento más depuradas que con el otro equipo (Figs. 9.1 y 9.2).
En cuanto a la caracterización específica del suelo en laboratorio, se han extraído
las siguientes conclusiones:
- Se ha obtenido una buena caracterización experimental de su
expansividad con los edómetros de succión (Fig. 6.19), con un encaje de
resultados muy consistente en todas las combinaciones de succión y de
sobrecarga ensayadas. En particular, a la vista de la Figura 6.19, se colige
que, hasta aproximadamente un valor de 100 kPa, la expansividad del
suelo se contrarresta en igual grado, ya aplicando una succión, ya
aplicando una sobrecarga vertical de la misma magnitud. Esto apoya la
idea de la vigencia del Principio Terzaghi con grados de saturación
próximos a la saturación;
- La curva característica del suelo (Figs. 6.21, 6.23 y 6.24) presenta un
valor de entrada de aire bψ ≈30 kPa, con humedades gravimétricas y
volumétricas de wsat≈38 % y sθ ≈0,50, respectivamente. Como es de
292
Page 325
prever en suelos muy plásticos, la succión residual no es fácil de acotar
en la curva, pudiéndose cifrar en el rango de rψ ≈100 MPa. Además, a
tenor de los ensayos pertenecientes a ramas secundarias, tanto de
humectación como de desecación, el suelo no exhibe un comportamiento
histerético marcado. Finalmente, la curva característica que relaciona la
humedad volumétrica (θ ) y la succión (ψ ) se ha podido ajustar bien con
la fórmula de Fredlund y Xing (1994), resultando la siguiente expresión:
⎪⎭
⎪⎬⎫
⎪⎩
⎪⎨⎧
⎥⎦⎤
⎢⎣⎡ +
×
⎥⎥⎥⎥
⎦
⎤
⎢⎢⎢⎢
⎣
⎡⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +
−=85,0
5
1800ln
50,040,210
1ln1
ψ
ψ
θ
e
- La curva de retracción (Fig. 6.25), imprescindible en este suelo para
poder expresar la curva característica en función de la humedad
volumétrica o del grado de saturación, no ha permitido conocer con
precisión el límite de retracción, que tentativamente se ha estimado hacia
el 4 %, muy inferior a suelos similares. La “peñuela” estudiada por
Escario y sus colaboradores, presentaba un índice de retracción del 22 %
(Jucá, 1990), aunque se trata de un suelo menos expansivo.
En lo concerniente a los ensayos específicos de los geotextiles, se ha logrado
poner a punto un procedimiento para determinar sus curvas características en rama de
humectación mediante células de presión y desecadores de vacío (Ap. 6.5.2 y
Apéndices 4 y 5). Si bien únicamente se obtienen puntos del tramo residual de la
curva, los resultados de todos los geotextiles ensayados (TS-20, TS-50, TS-80 y PEC-
75) son muy consistentes con las curvas características disponibles en la literatura
técnica (recopiladas por Iryo y Rowe, 2003; Fig. 6.28). Nótese que con este
procedimiento se somete a los geotextiles al verdadero rango de succiones que el suelo
le impone (los geotextiles quedan embebidos en una masa de suelo cuya succión, que
es la que prevalece en el conjunto, siempre se sitúa en el tramo residual de la curva
característica del geotextil), en tanto que las curvas recopiladas, sólo se ensayaron para
succiones verdaderamente bajas (<10 kPa). Véase la Figura 6.29. Finalmente, se ha
constatado que la curva característica de los geotextiles, al expresarlas en función del
grado de saturación, adopta una forma de “S” invertida (curva sigmoidal).
293
Capítulo 10. Conclusiones
Page 326
En lo que respecta al fenómeno de “rotura capilar” producido por los geotextiles
no tejidos agujeteados, se han tratado de clarificar y unificar bajo un mismo marco
conceptual diversas evidencias experimentales encontradas en la literatura técnica
(barreras capilares en sistemas de impermeabilización y sellado, retención de la
infiltración de agua en muros reforzados con geotextiles, sistemas de rotura de la
ascensión capilar, bien por riesgo de helada, bien por inundación). Así, de acuerdo con
las investigaciones más recientes (Ap. 4.5.6) este fenómeno encuentra un sustento
teórico en la curva característica y la función de conductividad hidráulica (Fig. 4.49).
Recuérdese que este fenómeno aparecía al tratar de equilibrar simultáneamente el
geotextil y la muestra de suelo en el equipo con control de la succión matricial.
Por este motivo, se ha desarrollado un sencillo ensayo de laboratorio con células
de presión que permite evaluar el efecto de la “rotura capilar”: esto es, el grado de
ralentización de la transferencia de humedad al interponer un geotextil entre la fuente
de succión y el suelo (Ap. 8.1). De acuerdo con las referencias bibliográficas, el
fenómeno de “rotura capilar” producido por estos geotextiles se ha estudiado en
laboratorio sólo con suelos granulares y mediante laboriosos ensayos a escala o
columnas de suelo de varios metros de altura, e instrumentados en diferentes puntos.
En vista de lo anterior, se cree que el ensayo desarrollado permite igualmente evaluar
el fenómeno de la “rotura capilar”, pero con equipos de fácil manejo y montaje y sin
dificultades para el estudio de suelos impermeables. Además, los resultados obtenidos
con este ensayo (véase Fig. 8.5), que dejan patente la gran influencia del espesor del
geotextil, pueden reproducirse con un código numérico que admita flujo no saturado y
régimen transitorio. De esta manera, tras varios tanteos hasta obtener un ajuste
suficiente, se pueden obtener las funciones de conductividad hidráulica del suelo y del
geotextil.
Según la revisión bibliográfica (Ap. 4.5.5), puede afirmarse que los geotextiles
no tejidos agujeteados se comportan con suelos cohesivos saturados mejor que el resto
de geotextiles, al no generarse situaciones de corto plazo. No se puede ser concluyente
si se comparan dichos geotextiles con geomallas: por un lado, los geotextiles
agujeteados disipan sobrepresiones intersticiales, incluso generan una ligera succión;
pero por otro lado, en los refuerzos con geomallas puede contarse con una adherencia
en la abertura de la malla, ligada a la resistencia al corte sin drenaje del suelo.
294
Page 327
En cuanto a la interpretación de los resultados de los ensayos de fricción con los
geotextiles, básicamente se ha apreciado un claro aumento del ángulo de fricción con
la succión (Fig. 9.3), con valores 'δ ≈21º a 23º con el suelo al 100 % de saturación
(succiones inferiores al valor de entrada de aire, bψ ≈30 kPa) y hacia 'δ ≈33º a 34º con
el suelo con SR≈50 %. Estos resultados están en consonancia con la revisión
bibliográfica realizada (véase la Tabla 4.10, si bien en ninguna de las referencias se
contaba con control de la humedad). Más en detalle, los resultados presentan las
siguientes peculiaridades:
- Aun cuando se impone cierta succión en el conjunto suelo-geotextil, en la
interfaz no se genera una “cohesión aparente”, a modo de meniscos de
agua en tracción. Ni siquiera con las menores succiones establecidas cabe
admitir continuidad de la fase líquida en la interfaz. En suma, debido a la
acusadísima discordancia de tamaños de poro entre ambos materiales, la
adherencia entre ambos materiales es prácticamente nula (Ap. 9.3);
- Con arreglo a lo anterior, la aplicación de succión modifica sólo la fábrica
y consistencia del suelo, que a su vez repercute en el valor de la tensión
tangencial movilizable en la interfaz, y que lógicamente, es de naturaleza
puramente friccional. Únicamente si la succión es verdaderamente tan baja
como para que el suelo presente una consistencia muy blanda, podría
generarse cierta intrusión de la arcilla en el geotextil agujeteado, que al
perder definición la propia interfaz, en realidad el ensayo equivaldría a
determinar la resistencia del propio suelo. De hecho, los ángulos de
fricción obtenidos al ensayar a la succión más baja (19 a 22º) son
equiparables a los parámetros resistentes del suelo saturado ( 'φ ≈20º y
c’≈20 kPa). Esta circunstancia sustenta la bondad de los resultados, al
menos para este nivel de succiones;
- Otra referencia de la consistencia de los resultados es que las envolventes
de los esfuerzos tangenciales máximos de cada terna de curvas de fricción,
ajustadas mediante mínimos cuadrados e imponiendo nula adherencia, han
dado coeficientes de correlación (R2) mayores a 0,99 (muy superiores, por
ejemplo, a los obtenidos por Seraphim y Zagatto Penha, 2000);
295
Capítulo 10. Conclusiones
Page 328
- Al tratar de ajustar de igual manera los valores de esfuerzos tangenciales
para el desplazamiento máximo (entendiendo que podrían aproximarse a
los valores residuales) los resultados no han sido satisfactorios (con
R2≈0,92 a 0,96), y por tanto, el desplazamiento relativo en ambos equipos
es insuficiente para alcanzar valores de fricción residuales;
- Tras comparar los resultados de los 3 geotextiles ensayados, se concluye,
por un lado, que el ángulo de fricción entre los geotextiles de igual
estructura pero diferente espesor (TS-50 y TS-80) es prácticamente
coincidente; y por otro, que el geotextil PEC-75 manifiesta un ángulo algo
menor para succiones muy bajas (asociado a la menor posibilidad de
intrusión del suelo en este geotextil) y algo mayor que los otros dos para
las succiones más altas (hasta 20 MPa).
Finalmente, se ha concluido que la mejor representación de la variación del
ángulo de fricción se logra poniéndolo en función del grado de saturación o de la
humedad volumétrica (Figs. 9.7 y 9.8). De esta manera se reduce la influencia de la
trayectoria tensional seguida hasta el equilibrio.
En último lugar, y a raíz de la incorporación de la succión en el estudio de la
fricción entre un suelo y un geotextil, en el Apartado 9.4 se ha reinterpretado el
concepto de eficiencia. Así, tanto la fricción movilizada en la interfaz de ambos
materiales como la propia resistencia al corte del suelo dependen de la succión. Por un
lado, la variación de la fricción con la succión se puede determinar con los equipos
presentados en esta investigación; y por otro, la resistencia al corte del suelo, habida
cuenta de la dificultad experimental y demora para obtener resultados fiables, puede
estimarse mediante métodos indirectos (Ap. 3.5). En este caso se ha justificado el
empleo de la fórmula de Vanapalli et al (1996), que requiere conocer la curva
característica y los parámetros resistentes del suelo saturado. Con dicha
reinterpretación, en la Figura 9.9 se mostraron los valores de la eficiencia en los 3
geotextiles para las diferentes succiones ensayadas.
296
Page 329
11. LÍNEAS DE INVESTIGACIÓN FUTURA
Durante el desarrollo de la presente investigación se han encontrado diversos
aspectos de interés sobre los que no se ha profundizado, ya por ser de carácter
accesorio al núcleo del estudio, ya por poder llegar a alcanzar suficiente entidad
propia. Así, valorando en su conjunto dichos aspectos se apuntan a continuación
posibles líneas de investigación futura ligadas al presente trabajo. Se han subdividido
en dos grupos, según sean de naturaleza fundamentalmente experimental o relativas a
modelización numérica de resultados de laboratorio.
Entre las líneas de investigación de carácter experimental se propone:
1. Adaptación de los equipos para poder desarrollar un desplazamiento
relativo mayor en la interfaz, a fin de llegar a valores de fricción
residuales (véanse los Aps. 7.3, 8.3 y 9.1). Básicamente, se trataría de
construir carros rodantes (donde se fija la muestra de geotextil) de
dimensiones algo mayores. Tentativamente, se estima, para una caja de
60x60 mm, al menos un recorrido de unos 25 mm (frente a los 12 y 15
mm actuales). Nótese que tanto en obras de tierra donde los geotextiles
se emplean principalmente como refuerzo, como en sistemas de
impermeabilización y sellado, se desarrollan elevadas deformaciones de
acomodo. Así, ya se apuntó que en los cálculos de este tipo de obras es
muy conveniente considerar un ángulo de fricción inferior al pico,
promediado con el ángulo residual (Leshchinsky, 2001; Zornberg,
2002).
2. Habiendo sido comprobada la bondad de estos equipos con un suelo
muy expansivo, de comportamiento extremo, se propone realizar
diversas series de ensayos que combinen varios suelos cohesivos, (entre
tolerables y marginales, según el PG-3) de posible aprovechamiento en
obra con un estudio específico, y varios tipos de geosintéticos
(geomembranas y geotextiles, tejidos y no tejidos agujeteados). Si se
corroborara la ausencia de componente osmótica en los suelos
297
Capítulo 11. Líneas de investigación futura
Page 330
empleados, sería suficiente ensayarlos en el equipo con control de la
succión matricial, en rangos similares a los aplicados en esta
investigación. Además, este equipo permite realizar ensayos de fricción
en condiciones de cuasi-saturación, muy similares a las condiciones de
los existentes en la literatura técnica.
3. De manera complementaria al punto anterior, se propone estudiar en
qué medida influye el nivel tensional en el ángulo de fricción en las
diferentes combinaciones suelo-geosintético. Recuérdese que debido a
que este ángulo puede ser mayor con niveles de tensiones bajas, al
extrapolar puntos de ensayo al origen aparecería una “falsa adherencia”
(Ap. 4.3.5). Estos efectos son especialmente críticos en obras con
sobrecargas muy bajas (sistemas de impermeabilización y de sellado de
vertederos).
4. Teniendo en cuenta la gran sofisticación alcanzada actualmente en muy
diversos equipos triaxiales con control de la succión (Hoyos et al,
2008), se propone ensayar probetas de suelos cohesivos reforzados con
discos de geotextiles mediante triaxiales con control de la succión,
confrontando el comportamiento de los geotextiles tejidos con los no
tejidos. Se trata, pues, de retomar los ensayos realizados por Ingold
(1983 y 1985), recogidos en el Apartado 4.5.4, pero contando ya, tanto
con equipos específicos, como con un marco teórico de Mecánica de
Suelos no saturados más asentado que hace varias décadas.
En lo que se refiere a las posibles líneas de investigación sobre modelización
numérica de resultados de laboratorio, a raíz de una modelización preliminar (no
recogida en este texto) con los resultados de los ensayos de “rotura capilar” (Ap.
8.1), se ha corroborado la viabilidad de reproducir numéricamente estos ensayos, con
cuyo ajuste se obtendrían (mediante experimentación indirecta) la función de
conductividad hidráulica del suelo y la del geotextil. En esencia, se propone una línea
de investigación que emplee un código numérico que admita tanto régimen
transitorio como flujo en condiciones no saturadas (el autor de la presente
298
Page 331
investigación empleó el código numérico SEEP/W 2007 de Geoslope en dichos
tanteos preliminares). Se trataría, pues, de reproducir numéricamente, en primer
lugar, el frente de humectación de los ensayos de evolución de la humedad del suelo
en células de presión (Fig. 6.20), ajustando su función de conductividad mediante
iteraciones (como primera aproximación podría recurrirse a las conocidas
formulaciones basadas en la curva característica). En una segunda fase de
modelización, se tendrían que reproducir los resultados de los ensayos de “rotura
capilar” con los diversos geotextiles interpuesto en la base (Figs. 8.1 a 8.4). Para ello
bastaría con ir tanteando diversas funciones de conductividad hidráulica en los
geotextiles.
Se han encontrado escasas experimentaciones similares a la propuesta (véase
Ap. 4.5.6) y todas ellas reproducen numéricamente ensayos de laboratorio a gran
escala (columnas de suelo de varios metros o pequeños terraplenes).
La investigación de mayor alcance se debe a Iryo y Rowe (2005), que
reprodujeron desacopladamente el comportamiento tenso-deformacional e hidráulico
en régimen transitorio de un terraplén reforzado experimental. Para la obtención del
factor de seguridad en diferentes momentos de la humectación, adoptaron el criterio
de rotura de Vanapalli et al (1996) para el suelo no saturado (Ap. 3.5), suponiéndose
únicamente curvas de rotura circulares. Merced a esto último, pudieron soslayar la
dificultad de determinar el ángulo de fricción en la interfaz, que disminuye a medida
que se va saturando el suelo. Con todo, a la vista de los elevados grados de
saturación en la cara superior de los geotextiles cuando el agua percola en una
estructura de este tipo, parecería adecuado tantear también roturas quebradas que
pasaran por las interfaces. En suma, se propone una línea de investigación similar a
la de Iryo y Rowe (2005), pero incorporando a dicho tipo de modelización, además,
la variación del ángulo de fricción en la interfaz con la succión (o SR), que se puede
tomar de los resultados contenidos en la presente investigación.
Capítulo 11. Líneas de investigación futura
299
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APÉNDICE 1
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Apéndice 1. Bibliografía
Page 363
APÉNDICE 2
RELACIÓN ENTRE LA CONCENTRACIÓN DE DISOLUCIONES
Y LA SUCCIÓN TOTAL
Page 365
Ap. 2-1
1. INTRODUCCIÓN. LEY PSICROMÉTRICA
En este Apéndice se indica el procedimiento para hallar las concentraciones
necesarias en las disoluciones para que la humedad relativa de equilibrio que se
establece con la técnica de control de la presión de vapor imponga la succión total
deseada (empleada en desecadores de vacío y en el equipo de fricción con control de
la succión total).
Se ha empleado cloruro sódico (ClNa) para establecer las succiones totales
inferiores (2, 4 y 8 MPa) y ácido sulfúrico (H2SO4) para la succión mayor (20 MPa).
Como se expone en el Capítulo 3, bajo ciertas simplificaciones (reversibilidad;
0=dT ; 0=dP ; movimiento del agua lento), el sistema formado por el agua y el
esqueleto sólido que lo contiene será conservativo. En consecuencia, existe un
potencial escalar, que puede expresarse en términos de energía libre específica y que
viene a ser un potencial termodinámico (Edlefsen y Anderson, 1943). Asimismo,
puede demostrarse que la energía libre específica de varias fases (sólida, gas o líquida)
de una misma sustancia que coexistan en un sistema en equilibrio termodinámico
( f∆ =0) es igual en todas ellas (Edlefsen y Anderson, 1943; Guggenheim, 1967).
Sea un sistema cerrado en equilibrio termodinámico, formado por un esqueleto
sólido cuya agua se encuentra dispersa en su estructura. Dicho agua líquida estará en
equilibrio con el vapor de agua de la atmósfera del sistema, esto es, la energía libre
específica del agua líquida y del vapor de agua serán iguales. Si existiera una
reducción infinitesimal en la presión del vapor de agua, se compensaría con la
evaporación de una cantidad infinitesimal de agua. En su forma más general, la
energía libre de un sistema termodinámico puede expresarse como (Ap. 3.1.2):
sTvPef ⋅−⋅+=
Por tanto, si el agua del sistema experimenta una variación infinitamente
pequeña:
dTSdSTdPVdVPdedf ⋅−⋅−⋅+⋅+=
Apéndice 2. Relación entre concentración soluciones y succión total
Page 366
Ap. 2-2
En este caso ha de suponerse que no hay variaciones de la energía interna (de =
0), ni de volumen del sistema (dV = 0), que el proceso es reversible (dS = 0) y que no
varía la temperatura (dT = 0). Así pues, resulta:
dPVdfdf VL ⋅==
para la fase líquida será:
duVdf LL ⋅=
y para la fase gaseosa:
dpVdf VV ⋅=
siendo LV y VV , los volúmenes molares respectivamente, del agua y del vapor
de agua; u y p , las presiones del agua y la presión parcial del vapor de agua. Como
ambas variaciones infinitesimales de energía libre han de ser iguales:
duVdf LL ⋅= = dpVdf VV ⋅=
Asumiendo que el vapor de agua se comporta con un gas perfecto, al considerar
un mol, se tiene:
TRdpVV ⋅=⋅ ⇒ pTRVV
⋅=
Luego:
pdpTRduVdf LL ⋅⋅=⋅=
Esta variación infinitesimal se integrará desde una situación inicial con el agua
del suelo en condiciones saturadas [ 00 =u (patm); 0p (presión parcial de vapor de
saturación], a una situación genérica, en la que la presión de la fase líquida ( u ) será
negativa (succión) y la presión parcial de vapor ( p ) será menor a la de saturación.
Así, resulta la denominada ley psicrométrica:
Page 367
Ap. 2-3
( )0
12 ln0 p
pTRp
dpTRuuVfp
pL ⋅⋅=⋅⋅=−⋅=∆Ψ=∆ ∫ ⇒0
lnpp
gMTR
⋅⋅⋅
−=Ψ
donde:
ψ ≡ potencial total del agua pura (J/gramo ó erg/gramo)
R ≡ constante universal de los gases (83166000 erg/ºK⋅mol)
T ≡ temperatura absoluta a la que está el agua (ºK; 1 Kº =273.16 + 1 ºC)
M ≡ peso molecular del agua (18.016 g/mol)
g ≡ aceleración de la gravedad (980 cm/seg2)
p ≡ presión parcial de saturación del vapor de la solución acuosa a la
temperatura establecida (mm Hg, kp/cm2, kPa,...)
p0 ≡ presión parcial de saturación del vapor de agua pura a dicha
temperatura (mm Hg, kp/cm2, kPa,...).
Apéndice 2. Relación entre concentración soluciones y succión total
Page 368
Ap. 2-4
2. RELACIÓN ENTRE LA HR Y LA CONCENTRACIÓN DE LA SOLUCIÓN
La humedad relativa de esa atmósfera se define como:
1000
×=ppH R
Puesto que una vez fijada la temperatura se sabe cual es el valor de 0p (de
cualquier prontuario de química), y de acuerdo con la expresión de la ley
psicrométrica deducida anteriormente, para controlar dicho potencial, bastará con
poder fijar el valor de la presión parcial de vapor p . Si se parte de los siguientes datos
iniciales:
0p ≡ presión parcial de saturación del vapor de agua pura a una cierta
temperatura
p ≡ presión parcial del vapor de la disolución a esa misma temperatura
0n ≡ número de moles del solvente
n ≡ número de moles del soluto.
la concentración podría expresarse como fracciones molares:
Fracción molar del solvente:nn
nx+
=0
00
Fracción molar del soluto: nn
nx+
=0
verificándose que: 10 =+ xx . Según enuncia la ley de Raoult:
0
0
pppx −
= o bien: 0
1ppx −=
Luego, la fracción molar del solvente equivale a la humedad relativa establecida:
1001
00
RHppxx ===−
En consecuencia, para calcular la concentración de la solución necesaria para
establecer la succión total deseada en el sistema termodinámicamente aislado
Page 369
Ap. 2-5
(desecador de vacío), basta hallar la presión parcial de vapor correspondiente a través
de la ley psicrométrica. Haciendo uso de la ley de Raoult se puede determinar la
fracción molar de dicha solución.
Ha de advertirse que, dado que el soluto se disocia en el agua y que la ley de
Raoult se refiere a partículas disueltas, no ha de olvidarse en los cálculos de la fracción
molar ( 0x ) que de un mol de soluto resultan dos moles de iones disueltos. En
cualquier caso, la ley de Raoult sólo es aplicable para soluciones muy diluidas, de
manera que, en rigor, debería formularse en términos de “actividad” de la solución
para soluciones menos diluidas, perdiéndose la equivalencia entre la humedad relativa
y la fracción molar a medida que aumenta la concentración.
En la Tabla A-2.1 se tabula, para una temperatura de 20º C, la relación entre la
succión total, la humedad relativa de la atmósfera, la concentración y la densidad del
ClNa en la disolución. En la Tabla A-2.2 se han representado la relación entre el peso
del ClNa por litro de agua y la succión total que su vapor establece.
En el caso de las soluciones con ácido sulfúrico son mucho más acusados los
errores derivados de la aplicación directa de la ley de Raoult. Esto equivale a decir
que ya no será la fracción molar, sino la actividad de la solución acuosa ( wa ) la que
equivalga a la humedad relativa de la atmósfera ( RH ), haciéndose fuertemente no
lineal la relación entre la actividad y la concentración de dicha solución, siendo
necesario recurrir a ajustes empíricos. En este caso se han tomado las correlaciones de
Gmitro & Vermeulen (1964). Para 20º C, el ajuste es el siguiente:
9927,00019,00001,0106107 23648 +×−×−⋅⋅−×⋅= −− ssssaw
donde “ s ” es el porcentaje en peso de ácido sulfúrico en la disolución. Como se
verá más adelante, por diversos motivos, es necesario un afino de la disolución, que se
realiza ajustando la densidad de la solución. Para ello se ha empleado la relación
propuesta por Lide & Frederikse (1997), que relaciona la densidad de la solución con
la concentración de la disolución de ácido sulfúrico. Para 20º C, se expresa como:
( ) 9807,0ln8984,145 +×= γs
donde γ es la densidad de la solución en g/cm3.
Apéndice 2. Relación entre concentración soluciones y succión total
Page 370
Ap. 2-6
20 ºC18,015 g/mol58,44 g/mol
0,99823 g/cm3
83166000 erg./ºK*mol980 cm/seg2
1380988,89
1000 cm3
MPa kp/cm2 cm.c.a. % gr / litro H2O g/cm3
humedad densidadrelativa solución
0,005 0,05 50 1,699 100,00 0,0588 0,99830,010 0,1 100 2 99,99 0,1176 0,99830,020 0,2 200 2,301 99,99 0,2351 0,99850,049 0,5 500 2,699 99,96 0,5878 0,99880,098 1 1000 3 99,93 1,1759 0,99940,196 2 2000 3,301 99,86 2,3527 1,00060,294 3 3000 3,477 99,78 3,5303 1,00180,392 4 4000 3,602 99,71 4,7088 1,00290,490 5 5000 3,699 99,64 5,8881 1,00410,588 6 6000 3,778 99,57 7,0683 1,00530,686 7 7000 3,845 99,49 8,2493 1,00650,784 8 8000 3,903 99,42 9,4312 1,00770,882 9 9000 3,954 99,35 10,6139 1,00880,980 10 10000 4 99,28 11,7975 1,01001,176 12 12000 4,079 99,13 14,1673 1,01241,372 14 14000 4,146 98,99 16,5405 1,01481,568 16 16000 4,204 98,85 18,9172 1,01711,764 18 18000 4,255 98,71 21,2972 1,01951,960 20 20000 4,301 98,56 23,6808 1,02192,450 25 25000 4,398 98,21 29,6548 1,02792,940 30 30000 4,477 97,85 35,6504 1,03393,430 35 35000 4,544 97,50 41,6678 1,03993,920 40 40000 4,602 97,15 47,7070 1,04594,410 45 45000 4,653 96,79 53,7681 1,05204,900 50 50000 4,699 96,44 59,8513 1,05815,390 55 55000 4,740 96,10 65,9564 1,06425,880 60 60000 4,778 95,75 72,0837 1,07036,370 65 65000 4,813 95,40 78,2333 1,07656,860 70 70000 4,845 95,06 84,4051 1,08267,350 75 75000 4,875 94,71 90,5994 1,08887,840 80 80000 4,903 94,37 96,8161 1,09508,820 90 90000 4,954 93,69 109,3172 1,10759,800 100 100000 5 93,01 121,9092 1,1201
datos
densidad del agua (20º)R (cte gases)aceleración G
masa solutopFsucción
temperaturapeso molecular aguapeso molecular ClNa
volumen del solvente
RT/Pmolec*g
Tabla A-2.1. Relación entre la succión total, la humedad relativa, la concentración de ClNa y la
densidad de la disolución (a 20º C).
Page 371
Ap. 2-7
20 kp/cm2
40 kp/cm2
80 kp/cm2
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100
Gramos de ClNa (por litro de agua)
Succ
ión
tota
l (kp
/cm
2 )
15 ºC20 ºC23 ºC25 ºC
Solución de ClNa para diferentes temperaturas
Tabla A-2.2. Relación entre el peso de ClNa (por litro de agua pura) y la succión total.
Apéndice 2. Relación entre concentración soluciones y succión total
Page 372
Ap. 2-8
3. PREPARACIÓN DE LAS SOLUCIONES
En cuanto a la preparación de la solución salina de ClNa, los materiales
necesarios son los siguientes (véase también Foto A-6.9):
• balanza con ± 0.01 g de precisión;
• estufa de desecación con temperatura regulable hasta 110 ºC, desecador (con
cloruro cálcico o sílica gel en su base);
• agitador magnético con núcleo magnético;
• pipeta Pasteur, agua destilada, frasco lavador;
• matraz aforado de 1000 cm3;
• embudo de vidrio de 6 cm de diámetro (aprox.);
• vaso de precipitados de 500 ml y espátula vibradora.
El cloruro sódico es una sustancia patrón de tipo primario1, por lo que su
solución puede prepararse mediante pesada directa del producto secado. Asimismo,
sus soluciones son estables indefinidamente, siempre que se guarden en frascos bien
cerrados. Para su preparación, en primer lugar se deseca una cantidad suficiente de
ClNa durante 2 horas en la estufa, a 105-110 ºC. Es preciso que esta sal sea de grado
de pureza “para análisis” (PA). Véase el Apartado 3.6.5.
Seguidamente, se deja en un desecador hasta que alcance temperatura ambiente
(aprox. 1 hora). Se pesa con la espátula vibradora en la balanza de precisión y se vierte
en un vaso de precipitados de 500 ml.
Para establecer las succiones de 2, 4 y 8 MPa (a una temperatura de 20 ºC) se
necesitan concentraciones de 26,66, 52,12 y 99,87 g de ClNa/l H2O, respectivamente.
1 Las sustancias tipo primario son las que reúnen las siguientes condiciones: (a) ser de fácil
obtención y purificación; (b) no sufrir descomposición al desecarlas (por tanto, las sustancias que tienen
agua de cristalización quedan excluidas); (c) el análisis de sus impurezas ha de poderse realizar por
ensayos cualitativos sencillos de sensibilidad conocida; (d) ser inalterables (estables al aire, no
higroscópicos) durante la pesada; (e) su peso equivalente debe ser elevado con el fin de que los errores
de pesada tengan un efecto pequeño; (f) su reacción con la solución tipo debe verificarse según un
proceso químico bien definido, rápido y completo.
Page 373
Ap. 2-9
Después, la cantidad pesada se disuelve en unos 300 ml de agua destilada, con
ayuda del agitador magnético y la disolución obtenida se vierte en un matraz aforado
de 1000 cm3 a través del embudo. A fin de evitar pérdidas de soluto, las paredes del
vaso de precipitados se lavan 3 ó 4 veces con porciones de unos 50 ml de agua
destilada y se introducen en el matraz. Finalmente, se enrasa a 1000 cm3 con la pipeta
Pasteur (Foto A-6.10). Esta solución puede guardarse en una botella de vidrio de boca
ancha.
En cuanto a la preparación de la solución con H2SO4, se realiza en dos etapas: en
la primera, se prepara la solución por volúmenes teóricos; en la segunda, se afina la
concentración mediante medida de la densidad. Los materiales necesarios para su
preparación son los siguientes (Foto A-6.11):
• matraz aforado de 2000 cm3;
• probeta de 2000 cm3;
• pipeta Pasteur;
• densímetros de bulbo de diferentes rangos;
• frasco lavador;
• botella de vidrio de boca ancha;
• ácido sulfúrico comercial de 96 % de pureza y agua destilada.
En primer lugar, en el matraz aforado de 2000 cm3 se introducen unos 500 ml de
agua destilada y se añade lentamente cantidad teórica de H2SO4 por las paredes
internas del matraz. Se observará un aumento de la temperatura, debido a la fuerte
reacción exotérmica que se genera. Se añade H2O con el frasco lavador hasta enrasar
el matraz. Se agita y se deja enfriar hasta temperatura ambiente. Como la solución
reduce su volumen al enfriarse, ha de enrasarse de nuevo con agua. Dado que el ácido
sulfúrico comercial tiene una pureza del 96% (±1%) y que no es una sustancia patrón
de tipo primario (lo que obligaría a normalizar la disolución obtenida con una
disolución de NaOH, previamente normalizada con ácido oxálico), es necesaria una
segunda etapa para afinar su concentración mediante el ajuste de su densidad.
Así, se introduce el densímetro, limpio y seco. A continuación, se añade bien
H2O ó H2SO4 para disminuir ó aumentar la densidad, hasta fijarla tras varios tanteos
con ayuda del densímetro (Foto A-6.12). Por último, se introduce el contenido en una
botella de vidrio de boca ancha y se tapa bien. Justo antes de emplear las soluciones en
Apéndice 2. Relación entre concentración soluciones y succión total
Page 374
Ap. 2-10
los ensayos se comprueba su densidad con densímetros con precisión de 0.001 g/cm3 y
se coteja con la densidad al final del ensayo de fricción, con el fin de comprobar que la
cantidad de agua evaporada a la atmósfera del equipo es irrelevante.
Page 375
APÉNDICE 3
CALIBRACIONES Y TARADO DE SENSORES
Page 377
Ap. 3-1
1. INTRODUCCIÓN
En este Apéndice se incluyen las calibraciones de los dispositivos de medida en
los dos equipos de fricción con control de la succión. Adicionalmente, se han
calibrado los manómetros de las células de presión. Los restantes equipos de
laboratorio usados en esta investigación los calibra periódicamente, según el protocolo
establecido, el propio Laboratorio de Geotecnia del CEDEX.
En suma, los dispositivos calibrados son los siguientes:
- 11 manómetros tipo “Bourdon”: 3 empleados en el equipo de fricción con
control de la succión matricial y 8 en los equipos de células de presión;
- 4 transductores de desplazamiento (tipo LST, linear strain transducer): 2 del
equipo de fricción con control de la succión matricial y 2 del equipo de
fricción con succión total;
- 2 células de carga: ambas empleadas en los dos equipos de fricción.
En cada caso se especifica el patrón de medida empleado.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 378
Ap. 3-2
2. TARADO DE LOS MANÓMETROS “BOURDON”.
En la Figura A-3.1 se muestra el patrón de medida usado para la calibración de
los manómetros. Se trata de un controlador/calibrador (DRUCK, modelo DPI-510) que
lleva internamente un transductor de presión (rango entre 0 y 20 kp/cm2) de precisión
(con una incertidumbre de 0,005 kp/cm2). Para calibrar los manómetros “Bourdon”, en
el panel de patrón de medida se introducen las presiones desde su teclado y el sistema
de servoválvulas, que trabaja con N2 como fuente de presión, regula la alimentación
para mantener esta presión. El manómetro, conectado en paralelo, marca el valor a
calibrar.
En este caso, el proceso de calibración sirve para verificar el buen estado del
manómetro, pues no es infrecuente que se deterioren este tipo de manómetros por
aplicar fortuitamente presiones superiores a su fondo de escala. En las Tablas A-3.1 a
3 y en las Figuras A-3.2 a 4 se recogen las calibraciones de los manómetros del equipo
de fricción con control de la succión matricial y en las Tablas A-3.4 a 11 y las Figuras
A-3.5 a 12, las de las células de presión.
Figura A-3.1. Patrón de medida de presiones.
Page 379
Ap. 3-3
2.1. Manómetros del equipo de fricción con control de succión matricial
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 0.6 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-8 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.025 0 0.0250.05 0.05 00.075 0.075 00.1 0.1 00.2 0.2 00.3 0.3 00.4 0.4 00.5 0.5 00.6 0.575 0.025
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (0,6 kp/cm2)
DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON SUCCIÓN MATRICIAL
Tabla A-3.1. Datos de calibración del manómetro M-8 (fondo de escala: 0,6 kp/cm2) del
equipo de fricción con control de la succión matricial.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-8 (0,6 kp/cm2)
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.2. Curva de calibración del manómetro M-8 (fondo de escala: 0.6 kp/cm2) del
equipo de fricción con control de la succión matricial.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 380
Ap. 3-4
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 2,5 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-11 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.5 0.5 00.45 0.475 -0.0250.4 0.425 -0.0250.35 0.375 -0.0250.3 0.325 -0.0250.25 0.25 00.2 0.2 00.15 0.15 00.3 0.325 -0.0250.4 0.425 -0.0251 1.025 -0.025
1.5 1.525 -0.0252 2.05 -0.05
2.5 2.55 -0.05
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (2.5 kp/cm2)
DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON SUCCIÓN MATRICIAL
Tabla A-3.2. Datos de calibración del manómetro M-11 (fondo de escala: 2,5 kp/cm2)
del equipo de fricción con control de la succión matricial.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-11 (2,5 kp/cm2)
0
0,5
1
1,5
2
2,5
3
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.3. Curva de calibración del manómetro M-11 (fondo de escala: 2,5 kp/cm2)
del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Page 381
Ap. 3-5
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 10 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-21 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.5 0.55 -0.051 1.05 -0.05
1.5 1.55 -0.052 2.1 -0.1
2.5 2.55 -0.053 3.1 -0.14 4.05 -0.055 5.1 -0.16 6.1 -0.18 8.15 -0.1510 10.15 -0.15
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (10 kp/cm2)
DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON SUCCIÓN MATRICIAL
Tabla A-3.3. Datos de calibración del manómetro M-21 (fondo de escala: 10 kp/cm2) del
equipo de fricción con control de la succión matricial.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-21 (10 kp/cm2)
0
2
4
6
8
10
12
0 2 4 6 8 10 12
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.4. Curva de calibración del manómetro M-21 (fondo de escala: 10 kp/cm2) del
equipo de fricción con control de la succión matricial.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 382
Ap. 3-6
2.2. Manómetros de las células de presión
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 0.6 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-14 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.025 0.025 00.05 0.04 0.010.1 0.095 0.005
0.15 0.15 00.2 0.2 0
0.25 0.25 00.3 0.3 00.4 0.4 00.5 0.5 00.6 0.6 0
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (0,6 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.4. Datos de calibración del manómetro M-14 (fondo de escala: 0,6 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-14 (0,6 kp/cm2)
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
0.6
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.5. Curva de calibración del manómetro M-14 (fondo de escala: 0,6 kp/cm2) de
las células de presión.
Page 383
Ap. 3-7
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 1.6 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-19 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.1 0.1 00.15 0.15 00.2 0.2 00.25 0.24 0.010.3 0.29 0.010.35 0.34 0.010.4 0.39 0.010.45 0.44 0.010.5 0.49 0.010.75 0.73 0.02
1 0.98 0.021.5 1.46 0.04
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (1,6 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.5. Datos de calibración del manómetro M-19 (fondo de escala: 1,6 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-19 (1,6 kp/cm2)
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1
1.2
1.4
1.6
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.6. Curva de calibración del manómetro M-19 (fondo de escala: 1,6 kp/cm2) de
las células de presión.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 384
Ap. 3-8
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 2.5 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-3 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.1 0 0.10.2 0.1 0.1
0.25 0.25 00.3 0.3 00.4 0.4 00.5 0.5 0
0.75 0.7 0.051 0.95 0.05
1.2 1.15 0.051.5 1.45 0.052 1.95 0.05
2.2 2.15 0.052.5 2.45 0.05
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (2,5 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.6. Datos de calibración del manómetro M-3 (fondo de escala: 2,5 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-3 (2,5 kp/cm2)
0
0.5
1
1.5
2
2.5
0 0.5 1 1.5 2 2.5
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.7. Curva de calibración del manómetro M-3 (fondo de escala: 2,5 kp/cm2) de
las células de presión.
Page 385
Ap. 3-9
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 5 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-4 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.25 0.1 0.150.5 0.3 0.21 1 0
1.5 1.5 02 1.75 0.25
2.5 2.25 0.253 2.75 0.25
3.5 3.25 0.254 3.75 0.255 4.75 0.25
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (5 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.7. Datos de calibración del manómetro M-4 (fondo de escala: 5 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-4 (5 kp/cm2)
0
1
2
3
4
5
0 1 2 3 4 5
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.8. Curva de calibración del manómetro M-4 (fondo de escala: 5 kp/cm2) de la
célula de presión.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 386
Ap. 3-10
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 5 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-6 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.25 0.15 0.10.5 0.35 0.151 1 0
1.5 1.5 02 2 0
2.5 2.5 03 3 0
3.5 3.5 04 4 05 5 0
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (5 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.8. Datos de calibración del manómetro M-6 (fondo de escala: 5 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-6 (5 kp/cm2)
0
1
2
3
4
5
0 1 2 3 4 5
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.9. Curva de calibración del manómetro M-6 (fondo de escala: 5 kp/cm2) de las
células de presión.
Page 387
Ap. 3-11
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 15 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-15 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
0.5 0.4 0.11 1.05 -0.05
1.5 1.55 -0.052 2.1 -0.13 3.1 -0.15 5.1 -0.17 7.1 -0.19 9.15 -0.15
10 10.2 -0.212 12.25 -0.2515 15.25 -0.25
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (15 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.9. Datos de calibración del manómetro M-15 (fondo de escala: 15 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-15 (15 kp/cm2)
0
2
4
6
8
10
12
14
16
0 2 4 6 8 10 12 14 16
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.10. Curva de calibración del manómetro M-15 (fondo de escala: 15 kp/cm2)
de las células de presión.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 388
Ap. 3-12
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 25 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-7 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
1 1 02 2 03 3 05 4.75 0.25
7.5 7.5 010 9.5 0.512 11.5 0.515 14.5 0.5
17.5 17 0.520 19.5 0.5
DATOS CALIBRACIÓN
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (25 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
Tabla A-3.10. Datos de calibración del manómetro M-7 (fondo de escala: 25 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-7 (25 kp/cm2)
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.11. Curva de calibración del manómetro M-7 (fondo de escala: 25 kp/cm2) de
las células de presión.
Page 389
Ap. 3-13
Datos del manómetro Patrón de Calibración
Fabricante: WIKA Situación en Lab.: Sala succión Calibrador IndustrialModelo Nº. : Humedad relativa (%): Fabricante: DruckNº de Serie: Temperat. media (ºC): Modelo: DPI-510
Fondo escala (kp/cm2): 25 Nº de Serie: 3377/97-03Fluido utilizado: Nitrógeno Fecha: 11/12/00 Rango (bares): 0-20
Ref. Lab. Geotecnia: M-13 Próxima calibración: Incertidumbre (kp/cm2): 0.005
Patrón Manómetro Desviación(kp/cm2) (kp/cm2) (kp/cm2)
1 0.5 0.52 1.5 0.53 2.5 0.55 4.75 0.257 6.75 0.2510 9.75 0.2512 11.75 0.2514 13.75 0.25
17.5 17.25 0.2520 19.25 0.75
DATOS DE LA CALIBRACIÓN DEL MANÓMETRO BOURDON (25 kp/cm2)
DE LAS CÉLULAS DE MEMBRANA DE PRESIÓN
DATOS CALIBRACIÓN
Tabla A-3.11. Datos de calibración del manómetro M-13 (fondo de escala: 25 kp/cm2) de
las células de presión.
CURVA DE CALIBRACIÓNMANÓMETRO M-13 (25 kp/cm2)
0
5
10
15
20
25
0 5 10 15 20 25
Presión manómetro (kp/cm2)
Pres
ión
patr
ón (k
p/cm
2 )
Figura A-3.12. Curva de calibración del manómetro M-13 (fondo de escala: 25 kp/cm2)
de las células de presión.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 390
Ap. 3-14
3. CALIBRACIÓN DE LOS TRANSDUCTORES DE DESPLAZAMIENTO
Se ha empleado un micrómetro de lectura digital, con un vástago de 50 mm de
recorrido y una incertidumbre total de 0,003 mm (MITUTOYO, modelo 164-161).
Está montado sobre una base y un soporte de fijación de los transductores (en este
caso LST, linear strain transducer). Véase la Figura A-3.13.
Para su calibración, una vez enchufado al acondicionador de señal y enfrentado
su vástago con el vástago el micrómetro patrón, se van tomando los pares de medida
correspondientes a la lectura de desplazamiento del micrómetro y a la salida del
transductor en milivoltios (unidades de conversión). Estos pares de lecturas definen la
recta de calibración, que se ajusta mediante mínimos cuadrados.
El software del sistema de toma de datos registra la respuesta del transductor y
solicita que se teclee la lectura correspondiente del micrómetro. A continuación
calcula la pendiente y el paso por cero de la recta de regresión. Dichos valores se
almacenan en el sistema de toma de datos para hacer la conversión a unidades de
longitud. En las Tablas A-3.12 a 15 y en las Figuras A-3.14 a 17 se muestran los
resultados.
Figura A-3.13. Patrón de calibración de desplazamientos: Micrómetro MITUTOYO.
Page 391
Ap. 3-15
Datos del transductor Patrón de calibraciónFabricante: MPE Referencia L.G.: DF0802 Fabricante: MitutoyoModelo Nº.: HLS10 Situación L.G.: Fricción total Modelo Nº.: 164-161
Serie Nº.: 1146 Temperat. (ºC): 23 Serie Nº.: 701748Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: 11 Rango (mm): 0-50
Rango de medida (mm): 10 Fecha: 01/07/01 Incertidumbre (mm): 0.003Coeficiente de correlación: 0.9999998954
Paso por cero: -6.869216395 Próxima calibración: jul-02Pendiente: 0.000348
Desviación típica (mm): 0.002Incertidumbre (k=3), (mm): 0.007
DATOS DE LA CALIBRACIÓN
Patrón,Y Medidor,X Salida Regresión Desviación Desviación2
(mm) (u.c) (mm) (mm) (mm2)0 19738 0.002 -0.002 0.000001 22607 1.001 -0.001 0.000002 25473 1.999 0.001 0.000003 28352 3.001 -0.001 0.000004 31218 3.999 0.001 0.000005 34088 4.998 0.002 0.000016 36965 5.999 0.001 0.000007 39838 6.999 0.001 0.000008 42710 7.999 0.001 0.000009 45587 9.001 -0.001 0.00000
9.7 47602 9.702 -0.002 0.00001
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTOS VERTICALES (10 mm)DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL
Tabla A-3.12. Datos de calibración del transductor de desplazamiento vertical (fondo de
escala: 10 mm) del equipo de fricción con control de la succión total.
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTO VERTICAL (10 mm)EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000
Salida del transductor (uc)
Des
plaz
amie
nto
patr
ón (m
m)
Figura A-3.14. Curva de calibración del transductor de desplazamiento vertical (fondo de
escala: 10 mm) del equipo de fricción con control de la succión total.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 392
Ap. 3-16
Datos del transductor Patrón de calibraciónFabricante: MPE Referencia L.G.: DF0801 Fabricante: MitutoyoModelo Nº.: HLS100 Situación L.G.: Fricción total Modelo Nº.: 164-161
Serie Nº.: 1149 Temperat. (ºC): 23 Serie Nº.: 701748Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: 12 Rango (mm): 0-50
Rango de medida (mm): 100 Fecha: 01/07/01 Incertidumbre (mm): 0.003Coeficiente de correlación: 0.9999996117
Paso por cero: 132.2032368 Próxima calibración: jul-02Pendiente: -0.0023001
Desviación típica (mm): 0.003Incertidumbre (k=3), (mm): 0.010
DATOS DE LA CALIBRACIÓN
Patrón,Y Medidor,X Salida Regresión Desviación Desviación2
(mm) (u.c) (mm) (mm) (mm2)0 57461 0.003 -0.003 0.0000110 53119 1.002 -0.002 0.0000020 48774 2.002 -0.002 0.0000030 44439 2.999 0.001 0.0000040 40103 3.996 0.004 0.0000250 35747 4.998 0.002 0.0000060 31392 6.000 0.000 0.0000070 27054 6.998 0.002 0.0000180 22699 7.999 0.001 0.0000090 18334 9.003 -0.003 0.00001
100 13984 10.004 -0.004 0.0000150 35754 4.996 0.004 0.00001
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTOS HORIZONTALES (100 mm)DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL
Tabla A-3.13. Datos de calibración del transductor de desplazamiento horizontal (fondo
de escala: 100 mm) del equipo de fricción con control de la succión total.
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTO HORIZONTAL (100 mm)EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN TOTAL
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000 55000 60000
Salida del transductor (uc)
Des
plaz
amie
nto
patr
ón (m
m)
Figura A-3.15. Curva de calibración del transductor de desplazamiento horizontal (fondo
de escala: 100 mm) del equipo de fricción con control de la succión total.
Page 393
Ap. 3-17
Datos del transductor Patrón de calibraciónFabricante: MPE Referencia L.G.: DF0702 Fabricante: MitutoyoModelo Nº.: HLS10 Situación L.G.: Fricción matr. Modelo Nº.: 164-161
Serie Nº.: 1154 Temperat. (ºC): 23 Serie Nº.: 701748Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: 10 Rango (mm): 0-50
Rango de medida (mm): 10 Fecha: 01/07/01 Incertidumbre (mm): 0.003Coeficiente de correlación: 0.9999998562
Paso por cero: -6.181262635 Próxima calibración: jul-02Pendiente: 0.000309
Desviación típica (mm): 0.002Incertidumbre (k=3), (mm): 0.008
DATOS DE LA CALIBRACIÓN
Patrón,Y Medidor,X Salida Regresión Desviación Desviación2
(mm) (u.c) (mm) (mm) (mm2)0 20007 0.001 -0.001 0.000001 23242 1.001 -0.001 0.000002 26479 2.001 -0.001 0.000003 29707 2.999 0.001 0.000004 32948 4.000 0.000 0.000005 36180 4.999 0.001 0.000006 39411 5.997 0.003 0.000017 42653 6.999 0.001 0.000008 45896 8.001 -0.001 0.000009 49137 9.003 -0.003 0.00001
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTOS VERTICALES (10 mm)DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
Tabla A-3.14. Datos de calibración del transductor de desplazamiento vertical (fondo de
escala: 10 mm) del equipo de fricción con control de la succión matricial.
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTO VERTICAL (10 mm)EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000
Salida del transductor (uc)
Des
plaz
amie
nto
patr
ón (m
m)
Figura A-3.16. Curva de calibración del transductor de desplazamiento vertical (fondo de
escala: 10 mm) del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 394
Ap. 3-18
Datos del transductor Patrón de calibraciónFabricante: MPE Referencia L.G.: DF0701 Fabricante: MitutoyoModelo Nº.: HLS25 Situación L.G.: Fricción matr. Modelo Nº.: 164-161
Serie Nº.: 1132 Temperat. (ºC): 23 Serie Nº.: 701748Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: 13 Rango (mm): 0-50
Rango de medida (mm): 25 Fecha: 01/07/01 Incertidumbre (mm): 0.003Coeficiente de correlación: 0.999999895
Paso por cero: -16.73839681 Próxima calibración: jul-02Pendiente: 0.000868
Desviación típica (mm): 0.004Incertidumbre (k=3), (mm): 0.012
DATOS DE LA CALIBRACIÓN
Patrón,Y Medidor,X Salida Regresión Desviación Desviación2
(mm) (u.c) (mm) (mm) (mm2)0 19280 0.001 -0.001 0.000002 21579 1.997 0.003 0.000014 23884 3.999 0.001 0.000006 26190 6.001 -0.001 0.000008 28496 8.003 -0.003 0.0000110 30787 9.992 0.008 0.0000612 33103 12.003 -0.003 0.0000114 35407 14.003 -0.003 0.0000116 37709 16.002 -0.002 0.0000018 40015 18.004 -0.004 0.0000220 42316 20.002 -0.002 0.0000022 44614 21.997 0.003 0.0000124 46916 23.996 0.004 0.00002
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTOS HORIZONTALES (25 mm)DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
Tabla A-3.15. Datos de calibración del transductor de desplazamiento horizontal (fondo
de escala: 25 mm) del equipo de fricción con control de la succión
matricial
TRANSDUCTOR DE DESPLAZAMIENTO HORIZONTAL (25 mm)EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
0
5
10
15
20
25
15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000 50000
Salida del transductor (uc)
Des
plaz
amie
nto
patr
ón (m
m)
Figura A-3.17. Curva de calibración del transductor de desplazamiento horizontal (fondo
de escala: 25 mm) del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Page 395
Ap. 3-19
4. CALIBRACIÓN DE LAS CÉLULAS DE CARGA
En lo que sigue se presenta la calibración de las células de carga usadas en los
equipos de fricción, una de 100 kp y otra de 500 kp de capacidad. La primera se
emplea para los ensayos de fricción, en ambos equipos, y la segunda, para los ensayos
de corte directo.
Se han empleado dos células de carga patrón de ultraprecisión, una de 3000 lbs
(≈1360 kp) y otra de 300 lbs (≈136 kp), cuyo fabricante es HBM.
Están dotadas de un puente completo de bandas extensométricas, sólidamente
unidas al elemento elástico del transductor, y disponen de un sistema propio de
acondicionamiento e indicación de señal. Véase la Figura A-3.18.
La calibración es semejante a la de los transductores de desplazamiento. Se
enfrentan los tetones de ambas sobre una bancada y se registran los valores de fuerza
del patrón y la respuesta en milivoltios de la célula. Véase la Figura A-3.19.
Las Tablas A-3.16 y 17 y las Figuras A-3.20 y 21 muestran los resultados de la
calibración, con los valores de la pendiente y el paso por cero de la recta de regresión,
las cuales se almacenan en el sistema de adquisición de datos para hacer la conversión
de milivoltios a fuerza (kp).
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 396
Ap. 3-20
Figura A-3.18. Células de carga y patrones de fuerza empleados.
Figura A-3.19. Proceso de calibración de las células.
Page 397
Ap. 3-21
Datos de la célula de carga Patrón de CalibraciónFabricante: HBM Referencia L.G.: CC0803 Fabricante: Célula de cargaModelo Nº.: C9B Situación L.G.: Sala de succión Modelo Nº.: HBM
Serie Nº.: 40810274 Temperat. (ºC): 22 Serie Nº.: UG/8498-04-01Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: Compresión Capacidad (kgf): 3000 lbs=1360.8 kp
Capacidad (kp): 500 Fecha: Incertidumbre (mm): 0.5Coeficiente de correlación: 0.999998805 Puntos calibración: 16
Paso por cero: -1489.169861 Fecha: 1/7/01Pendiente: 0.044431351
Desviación típica (kp): 0.260 Próxima calibración: jul-02Incertidumbre (k=3), (kp): 0.737
Célula de Carga Transductor Salida de Regresión Desviación Desviación2
Patrón (kgf) de fuerza (uc) (kgf) (kgf) (kgf)2
0 33525 0.4 -0.39 0.153047.27 34587 47.6 -0.3 0.094487.4 35486 87.5 -0.1 0.0147
139.97 36667 140.0 0.0 0.0006196.3 37930 196.1 0.2 0.0356241.7 38955 241.7 0.0 0.0022307.25 40429 307.1 0.1 0.0110351.2 41420 351.2 0.0 0.0005414.22 42839 414.2 0.0 0.0000453.3 43716 453.2 0.1 0.0119499.9 44766 499.8 0.1 0.0031346.2 41313 346.4 -0.2 0.0495262.54 39430 262.8 -0.2 0.0477135.07 36557 135.1 0.0 0.001460.63 34879 60.6 0.1 0.0062
0 33500 -0.7 0.7 0.5178
CÉLULA DE CARGA (500 kp) DE LOS EQUIPOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN
Datos de la Calibración
Tabla A-3.16. Calibración de la célula de carga (500 kp de capacidad) de los equipos de
fricción con control de la succión.
CÉLULA DE CARGA (500 kp)DE LOS EQUIPOS DE FRICCIÓN CON SUCCIÓN
0
50
100
150
200
250
300
350
400
450
500
32000 34000 36000 38000 40000 42000 44000 46000
Salida del transductor (uc)
Cél
ula
patr
ón (k
gf)
Figura A-3.20. Curva de calibración de la célula de carga (500 kp de capacidad) de los
equipos de fricción con control de la succión.
Apéndice 3. Calibraciones y tarado de sensores
Page 398
Ap. 3-22
Datos de la célula de carga Patrón de CalibraciónFabricante: HBM Referencia L.G.: CC0803 Fabricante: Célula de cargaModelo Nº.: C9B Situación L.G.: Sala de succión Modelo Nº.: HBM
Serie Nº.: H39886 Temperat. (ºC): 22 Serie Nº.: UG/8498-03-01Tipo de transductor: Extensométrico Puntos calibración: Compresión Capacidad (kgf): 300 lbs=136.1 kp
Capacidad (kp): 100 Fecha: Incertidumbre (kp): 0.1Coeficiente de correlación: 0.999997585 Puntos calibración: 15
Paso por cero: -8.628396 Fecha: 1/7/01Pendiente: 0.002242815
Desviación típica (kp): 0.073 Próxima calibración: jul-02Incertidumbre (k=3), (kp): 0.229
Célula de Carga Transductor Salida de Regresión Desviación Desviación2
Patrón (kgf) de fuerza (uc) (kgf) (kgf) (kgf)2
0 3890 0.1 -0.1 0.00924.67 5961 4.7 -0.1 0.00509.73 8163 9.7 0.1 0.0025
17.06 11422 17.0 0.1 0.005025.34 15106 25.3 0.1 0.007831.96 18059 31.9 0.1 0.007340.73 21968 40.6 0.1 0.007858.77 30032 58.7 0.0 0.001865.7 33136 65.7 0.0 0.000175.6 37559 75.6 0.0 0.0001
83.08 40900 83.1 0.0 0.000595.71 46516 95.7 0.0 0.000177.84 38584 77.9 -0.1 0.004752.33 27227 52.4 -0.1 0.01148.51 7674 8.6 -0.1 0.0053
CÉLULA DE CARGA (100 kp) DE LOS EQUIPOS DE FRICCIÓN CON CONTROL DE LA SUCCIÓN
Datos de la Calibración
Tabla A-3.17. Calibración de la célula de carga (100 kp de capacidad) de los equipos de
fricción con control de la succión.
CÉLULA DE CARGA (100 kp)DE LOS EQUIPOS DE FRICCIÓN CON SUCCIÓN
0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
0 5000 10000 15000 20000 25000 30000 35000 40000 45000
Salida del transductor (uc)
Cél
ula
patr
ón (k
gf)
Figura A-3.21. Curva de calibración de la célula de carga (100 kp de capacidad) de los
equipos de fricción con control de la succión.
Page 399
APÉNDICE 4
MONTAJE DE LAS CÉLULAS DE PRESIÓN
Page 401
Ap. 4-1
Foto A-4.1. Célula de presión desmontada.
Foto A-4.2. Colocación del disco de papel de filtro en la base de la célula de presión.
Apéndice 4. Montaje de las células de presión
Page 402
Ap. 4-2
Foto A-4.3. Colocación de una membrana de celulosa sobre el disco de papel de filtro.
Foto A-4.4. La membrana de celulosa se seca con papel absorbente.
Page 403
Ap. 4-3
Foto A-4.5. Colocación de la muestra de suelo (o geotextil) sobre la base de la célula.
Foto A-4.6.- La muestra (suelo o geotextil) se coloca sobre la membrana con unas pinzas.
Apéndice 4. Montaje de las células de presión
Page 404
Ap. 4-4
Foto A-4.7. Sobre la muestra se coloca un disco de bronce a modo de pesa.
Foto A-4.8. Una vez colocadas cuatro muestras, se cierran las células y se presurizan con N2.
Page 405
Ap. 4-5
Foto A-4.9. Situación de las células montadas.
Foto A-4.10. Muestras de geotextiles después de ensayar.
Apéndice 4. Montaje de las células de presión
Page 406
Ap. 4-6
Foto A-4.11. Elementos del edómetro de succión matricial.
Foto A-4.12. Edómetro de succión marticial montado.
Page 407
APÉNDICE 5
MONTAJE DE LOS DESECADORES DE VACÍO
Page 409
Ap. 5-1
Foto A-5.1. Preparación de muestras de geotextiles para determinar las curvas características.
Foto A-5.2. Las diferentes disoluciones se vierten en el fondo de los desecadores.
Apéndice 5. Montaje de los desecadores de vacío
Page 410
Ap. 5-2
Foto A-5.3. Cada muestra de geotextil se pesa (con precisión de 0,0001 g) antes de estar
sometida a un ambiente de succión total conocida en el desecador.
Foto A-5.4. La muestra (geotextil o suelo) se coloca sobre placa portamuestras del desecador.
Page 411
Ap. 5-3
Foto A-5.5. Una vez colocadas todas las muestras en la placa del desecador, éste se cierra
herméticamente y se hace un vacío parcial con una bomba.
Apéndice 5. Montaje de los desecadores de vacío
Page 412
Ap. 5-4
Foto A-5.6. Desecadores de vacío con diversos geotextiles a diferentes succiones en su interior.
Foto A-5.7. Los desecadores montados se introducen dentro de cajas de porexpan, a efectos de
minimizar las variaciones de temperatura.
Page 413
Ap. 5-5
Foto A-5.8. Situación final de los desecadores dentro de las cajas de porexpan.
Apéndice 5. Montaje de los desecadores de vacío
Page 415
APÉNDICE 6
MONTAJE DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL
DE LA SUCCIÓN TOTAL
Page 417
Ap. 6-1
Foto A-6.1. La base del equipo, fijada a una bancada convencional de corte, consta de una
placa cuadrada con 4 tornillos verticales largos, unas guías a modo de carriles y un
soporte vertical con un tope.
Foto A-6.2. El motor de empuje de la bancada desplaza a velocidad constante un tornillo
sinfín, que es paralelo a los carriles de la base del equipo.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
Page 418
Ap. 6-2
Foto A-6.3. Elementos básicos del carro: la muestra de suelo se compacta en el marco; el
geotextil se extiende sobre el carro y se fija a los laterales mediante las mordazas.
Foto A-6.4. Otros elementos del equipo: camisa cilíndrica de metacrilato y tapa de acero con
pistón y con una válvula para hacer un vacío parcial. El depósito está ubicado
inmediatamente bajo la tapa.
Page 419
Ap. 6-3
Foto A-6.5. Despiece de los elementos que forman la caja de fricción.
Foto A-6.6. Elementos complementarios para realizar con la misma célula ensayos de corte con
control de la succión total. Se emplea un carro rodante con un rebaje que aloja la mitad
inferior de la pastilla y un marco metálico con una patilla.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
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Ap. 6-4
Foto A-6.7. Sala de temperatura controlada y detalle del panel de regulación.
Foto A-6.8. Dispositivo mecánico de registro semanal de temperatura.
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Ap. 6-5
Foto A-6.9. Materiales para la preparación de la solución de ClNa.
Foto A-6.10. Enrase del matraz aforado con la pipeta Pasteur.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
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Ap. 6-6
Foto A-6.11. Materiales empleados para la preparación de la solución de H2SO4.
Foto A-6.12. Afino de la concentración de la solución de H2SO4 mediante el ajuste de su
densidad.
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Ap. 6-7
Foto A-6.13. Recorte y marcado de las muestras de geotextiles.
Foto A-6.14. Para la preparación de la pastilla de suelo se añade el agua necesaria con una
bureta graduada y se amasa en una cápsula.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
Page 424
Ap. 6-8
Foto A-6.15. Se colocan tiras de papel en las paredes del marco metálico, a efectos de facilitar
el intercambio de agua a través de la atmósfera.
Foto A-6.16. El suelo amasado se vierte en el marco metálico. Las pestañas de los papeles de
filtro se aprisionan entre el collar y el marco metálico.
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Ap. 6-9
Foto A-6.17. La muestra de suelo, confinada en el marco metálico, se compacta estáticamente
en una prensa.
Foto A-6.18. Con un soldador se perforan los puntos de paso de los tornillos de la mordaza.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
Page 426
Ap. 6-10
Foto A-6.19. Se aprietan los tornillos de fijación de la mordaza, procurando que el geotextil
quede extendido.
Foto A-6.20. Colocación de suelo sobre el geotextil.
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Ap. 6-11
Foto A-6.21. Colocación de la piedra porosa sobre el conjunto suelo-geotextil.
Foto A-6.22. El carro montado se sitúa sobre los raíles de la base del equipo.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
Page 428
Ap. 6-12
Foto A-6.23. Se coloca el marco metálico con sus placas de reparto.
Foto A-6.24. Cuando la muestra de geotextil y la de suelo están listas para ensayar, se llenan
las ¾ partes del depósito anular con la solución acuosa.
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Ap. 6-13
Figura A-6.25. Después se coloca el depósito anular.
Figura A-6.26. A continuación se cierra la célula.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
Page 430
Ap. 6-14
Figura A-6.27. Se coloca el yugo con sus cargas y se conecta la bomba de vacío a la cámara.
Figura A-6.28. Por último, la célula se recubre con planchas de poliestireno y se sitúan los
transductores.
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Ap. 6-15
Foto A-6.29. Carro para ensayo de corte directo del suelo.
Foto A-6.30. En el caso de que la muestra se reutilice, se extrae ligeramente del marco, la cara
ensayada de la muestra se enrasa y se reperfila con un cuchillo.
Apéndice 6. Montaje equipo de fricción con succión total
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APÉNDICE 7
MONTAJE DEL EQUIPO DE FRICCIÓN CON CONTROL
DE LA SUCCIÓN MATRICIAL
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Ap. 7-1
Foto A-7.1. Carro circular, con acanaladuras radiales y circulares, para la distribución homogénea de
agua libre en la base. Dispone de un rebaje perimetral donde se acopla una junta tórica. Los
tubos metálicos conectan con el sistema exterior de circulación de agua.
Foto A-7.2. Placa anular inferior, con 12 taladros perimetrales.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 436
Ap. 7-2
Foto A-7.3. Placa anular superior. Dispone de 12 taladros: 6 para fijación al carro y 6 pasantes, para
las cabezas de los inferiores. El borde interior dispone de una lengüeta perimetral a 90º.
Foto A-7.4. Elementos complementarios del equipo: marco metálico de 60x60mm, collar accesorio,
placa de reparto, piedra porosa circular de la base y placa porosa superior.
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Ap. 7-3
Foto A-7.5. Suelo amasado con la humedad prefijada, preparado para colocar en el marco; el collar
permite contener toda la masa de suelo antes de ser compactado.
Foto A-7.6. Proceso de corte de la membrana. Previamente, la membrana ha de sumergirse en agua
para reblandecerse. La placa anular inferior sirve de plantilla para recortar la membrana.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 438
Ap. 7-4
Foto A-7.7. Membrana colocada sobre la piedra porosa. Es preciso colocar un papel de filtro circular
entre la piedra porosa y la membrana.
Foto A-7.8. Placa anular inferior sobre la membrana. La placa anular inferior atornillada aprisiona la
membrana contra la junta tórica y garantiza que esté en contacto directo con la piedra porosa.
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Ap. 7-5
Foto A-7.9. Con un soldador convencional se realizan 12 perforaciones en la muestra de geotextil,
empleando la placa anular superior como plantilla.
Foto A-7.10. Muestra de geotextil perforada.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 440
Ap. 7-6
Foto A-7.11. Muestra de geotextil colocada sobre el carro circular rodante. Las cabezas de los 6
tornillos inferiores encajan con perforaciones alternas.
Foto A-7.12. Seguidamente, se coloca la placa anular superior, que aprisiona el geotextil entre ambas
placas.
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Ap. 7-7
Foto A-7.13. Los 6 tornillos superiores se aprietan hasta garantizar que la muestra de geotextil se
encuentre en contacto directo con la membrana de celulosa. La lengüeta interior facilita su
acople con la membrana.
Foto A-7.14. Detalle del carro completamente montado; la parte exterior sobrante del geotextil se ha
recortado.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 442
Ap. 7-8
Foto A-7.15. El marco metálico se apoya sobre una base rígida y se le acopla el collar; seguidamente,
se vierte el suelo amasado.
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Ap. 7-9
Foto A-7.16. La muestra de suelo amasado, contenido en el marco metálico y en el collar, se compacta
estáticamente con un pistón de sección 59x59mm en una prensa.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 444
Ap. 7-10
Foto A-7-17. Detalle de la muestra de suelo compactada en el marco metálico.
Foto A-7.18. Los tubos del circuito de agua se conectan al carro montado.
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Ap. 7-11
Foto A-7.19. A continuación, el marco metálico con la muestra de suelo se sitúa sobre la muestra de
geotextil.
Foto A-7.20. Disposición de las muestras antes de proceder al ensayo de fricción. La patilla del marco
metálico ha de hacer tope con la pared de la célula exterior.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 446
Ap. 7-12
Foto A-7.21. Detalle del sistema de empuje. La célula de carga se monta entre el pistón de empuje y la
cabeza del tornillo sinfín del motor.
Foto A-7.22. La tapa superior de la célula se atornilla; después se monta el yugo sobre el pistón
vertical y se presuriza la célula con N2.
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Ap. 7-13
Foto A-7.23. Célula preparada con el yugo y montada sobre la bancada con un motor de empuje.
Foto A-7.24. Durante el ensayo se registra el desplazamiento, la fuerza ejercida por el pistón y el
movimiento vertical.
Apéndice 7. Montaje equipo fricción con succión matricial
Page 448
Ap. 7-14
Foto A-7.25. Dispositivos de medida del equipo de fricción con control de la succión matricial.
Foto A-7.26. Acondicionador de señal de los transductores de medida del equipo.